kunst INCLUSIEF JAARGANG 17 NUMMER 1 JANUARI 2013 ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR HET GEOTECHNISCHE WERKVELD

JAARGANG 17

NUMMER 1 JANUARI 2013

ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR HET GEOTECHNISCHE WERKVELD

DISCRETE SIMULATIES VAN BREUKGROEI IN ‘SOIL MIX’-MATERIAAL MET ZWAKKE INSLUITSELS EFFECT INSTALLATIEMETHODE VAN OPEN STALEN BUISPALEN OP DE CONUSWEERSTAND ERVARINGEN MET AANLEG VAN AUTOWEGEN IN DE PROVINCIE ZUID-HOLLAND: ABTSWOUDE, DE WEG DIE ER NOOIT KWAM

RELEVANT RISK FACTORS ASSOCIATED WITH THE CONSTRUCTION OF EXCAVATED TUNNEL CROSS-PASSAGES IN SOFT SOILS

I N C LU S I E F

INDRUKKEN 5e EUROPESE GEOKUNSTSTOFFENCONFERENTIE IN VALENCIA

kunst

OOSTENDE TREKT GROTERE SCHEPEN AAN DANKZIJ STERKSTE GEOTEXTIEL OOIT PROF. DR. IR. ALMER

Van de redactie Beste lezers, Op het moment van schrijven is de verkiezingsuitslag in de USA net bekend en zal Barack Obama het nog eens vier jaar gaan proberen. Zijn nipte overwinning op Mitt Romney zorgt voor hernieuwde hoop in het land dat de wereldeconomie voor een groot deel bepaalt. In Nederland hebben we ook een nieuwe regering, waarin Mark Rutte het weer (4 jaar ?) gaat proberen te bewijzen, dit keer met Samson. Waar in de USA de hoop floreert, zijn het in Nederland vooral bezuinigingen die de voorpagina’s halen. In Nederland overheerst als vanouds negativisme de media. Wat betekenen deze verkiezingen voor de Nederlandse bouwwereld? De gevolgen van de herkiezing van Obama zullen nog wel even op zich laten wachten, maar de insteek van het nieuwe Nederlandse kabinet zal sneller te zien zijn. Op dit moment is echter nog geen goed beeld te krijgen van de beschikbare investeringsruimte voor infrastructuur. Afwachten dus. Er zijn al wel tekenen van herstel op termijn. Volgens het EIB (Economisch Instituut voor de Bouw) zou in 2014 herstel te zien zijn, bijvoorbeeld in de funderingsbranche. De berichten zijn wel hoopgevend. We gaan het zien en houden tot die tijd goede moed!

vasthouden, blijft de papieren versie natuurlijk ook gewoon bestaan. In de digitale wereld kunnen we wel actiever en sneller reageren op het geotechnische nieuws dan in een blad dat 5 of 6x per jaar uitkomt. Daarnaast is het ook de bedoeling om geotechnische discussies meer op gang te brengen. Een aardig begin is het poneren van stellingen op onze website. Draag een stelling aan of reageer op een reeds geplaatste stelling! Pas dan krijgen we een wisselwerking en leren we van elkaar. Bij deze bent u uitgedaagd!

Deze uitgave Deze papieren versie van het blad bevat weer Nederlandse en Belgische bijdragen. Eén is zelfs Engelstalig. Over het toelaten van artikelen in een andere taal dan de Nederlandse (of Vlaamse!) zijn ook in de redactieraad felle discussies geweest, maar belangrijker dan de taal is de kwaliteit van het geleverde werk. Die moet en blijft bovenaan staan! Dus als er zich interessante internationale c.q. Engelstalige bijdragen aandienen, zullen we zeker plaatsen. Een vast streven van dit blad is een goede mix van theorie en praktijk. Ook deze keer lijkt dat goed gelukt, maar oordeelt u zelf. Laat het ons maar weten, bijvoorbeeld op bovengenoemde digitale (sociale) media! Veel leesplezier met deze (papieren) uitgave toegewenst!

Digitale tijdperk Dit vakblad timmert ook digitaal behoorlijk aan de weg. Een vernieuwde website (www.vakbladgeotechniek.nl), een LinkedIn groep en Facebook pagina zorgen dat we nog meer up-to-date zijn in het voorzien van geotechnische informatie. Zolang voldoende lezers het blad letterlijk willen

T E R R A C O N

Namens de redactie en uitgever Roel Brouwer

www.terracon.nl [email protected]

Kwaliteit als fundament

Hoofd- en Sub-sponsors Hoofdsponsor

Stieltjesweg 2,2628 CK Delft Tel. 0031 (0)88 - 335 7200 www.deltares.nl

Sub-sponsors

Galvanistraat 15 3029 AD Rotterdam Tel. 0031 (0)10 - 489 69 22 www.gw.rotterdam.nl

Veurse Achterweg 10 2264 SG Leidschendam Tel. 0031 (0)70 - 311 13 33 www.fugro.nl

Gemeenschappenlaan 100 B-1200 Brussel Tel. 0032 2 402 62 11 www.besix.be

Korenmolenlaan 2 3447 GG Woerden Tel. 0031 (0)348-43 52 54 www.vwsgeotechniek.nl

Industrielaan 4 B-9900 Eeklo Tel. 0032 9 379 72 77 www.lameirest.be

Vierlinghstraat 17 4251 LC Werkendam Tel. 0031 (0) 183 40 13 11 www.terracon.nl

Klipperweg 14, 6222 PC Maastricht Tel. 0031 (0)43 - 352 76 09 www.huesker.com

Dywidag Systems International CRUX Engineering BV Pedro de Medinalaan 3-c 1086 XK Amsterdam Tel. 0031 (0)20-494 3070 www.cruxbv.nl

Rooseveltlaan 8, 4536 GZ Terneuzen Postbus 326, 4530 AH Terneuzen Tel. 0031 (0)115 62 09 27 www.bmned.com

Rendementsweg 15 3641 SK Mijdrecht Tel. 0031 (0) 297 23 11 50 www.bauernl.nl

IJzerweg 4 8445 PK Heerenveen Tel. 0031 (0)513 - 63 13 55 www.apvandenberg.com

Industrieweg 25 – B-3190 Boortmeerbeek Tel. 0032 16 60 77 60 Veilingweg 2 - NL-5301 KM Zaltbommel Tel. 0031 (0)418-57 84 03 www.dywidag-systems.com

Kleidijk 35 3161 EK Rhoon Tel. 0031 (0)10 - 503 02 00 www.mosgeo.com

Siciliëweg 61 1045 AX Amsterdam Tel. 0031 (0)20-40 77 100 www.voorbijfunderingstechniek.nl

H.J. Nederhorststraat 1 2801 SC Gouda Tel. 0031 (0) 182 59 05 10 www.baminfraconsult.nl

2

GEOT ECHNIEK – Januari 2013

Ringwade 51, 3439 LM Nieuwegein Postbus 1555, 3430 BN Nieuwegein Tel. 0031 (0)30 - 285 40 00 www.ballast-nedam.nl

URETEK Nederland BV Zuiveringweg 93, 8243 PE Lelystad Tel. 0031 (0)320 - 256 218 www.uretek.nl

Mede-ondersteuners Arcadis Nederland BV

CUR Bouw & Infra

Postbus 220 3800 AE Amersfoort Tel. 0031 (0)33 - 477 1000 Fax 0031 (0)33 - 477 2000 www.arcadis.nl

Postbus 420 2800 AK Gouda Tel. 0031 (0)182 - 540630 Fax 0031 (0)182 - 54 06 21 www.curbouweninfra.nl

Cofra BV

Geomet BV

Kwadrantweg 9 1042 AG Amsterdam Postbus 20694 1001 NR Amsterdam Tel. 0031 (0)20 - 693 45 96 Fax 0031 (0)20 - 694 14 57 www.cofra.nl

Postbus 670 2400 AR Alphen aan den Rijn Tel. 0031 (0)172 - 449 822 Fax 0031 (0)172 - 449 823 www.geomet.nl

Ingenieursbureau Amsterdam Weesperstraat 430 Postbus 12693 1100 AR Amsterdam Tel. 0031 (0)20 - 251 1303 Fax 0031 (0)20 - 251 1199 www.iba.amsterdam.nl

PostAcademisch Onderwijs (PAO) Postbus 5048 2600 GA Delft Tel. 0031 (0)15 - 278 46 18 Fax 0031 (0)15 - 278 46 19 www.pao.tudelft.nl

Profound BV

Royal HaskoningDHV

Limaweg 17 2743 CB Waddinxveen Tel. 0031 (0)182 - 640 964 www.profound.nl

Postbus 151 6500 AD Nijmegen Tel. 0031 (0)24 - 328 42 84 Fax 0031 (0)24 - 323 93 46 www.royalhaskoningdhv.com

Jetmix BV Postbus 25 4250 DA Werkendam Tel. 0031 (0)183 - 50 56 66 Fax 0031 (0)183 - 50 05 25 www.jetmix.nl

Colofon GEOTECHNIEK JAARGANG 17 – NUMMER 1

Uitgever/bladmanager Uitgeverij Educom BV R.P.H. Diederiks Redactieraad Alboom, ir. G. van Beek, mw. ir. V. van Brassinga, ing. H.E. Brinkgreve, dr. ir. R.B.J. Brok, ing. C.A.J.M. Brouwer, ir. J.W.R. Calster, ir. P. van

JANUARI 2013

Geotechniek is een uitgave van Uitgeverij Educom BV

Geotechniek is een informatief/promotioneel onafhankelijk vaktijdschrift dat beoogt kennis en ervaring uit te wisselen, inzicht te bevorderen en belangstelling voor het gehele geotechnische vakgebied te kweken.

Mathenesserlaan 347 3023 GB Rotterdam Tel. 0031 (0)10 - 425 6544 Fax 0031 (0)10 - 425 7225 [email protected] www.uitgeverijeducom.nl

Cools, ir. P.M.C.B.M. Dalen, ir. J.H. van Deen, dr. J.K. van Diederiks, R.P.H. Graaf, ing. H.C. van de Haasnoot, ir. J.K. Heeres, Dr. Ir. O.M. Jonker, ing. A. Kant, ing. M. de Langhorst, ing. O. Mathijssen, ir. F.A.J.M. Meireman, ir. P

Schippers, ing. R.J. Schouten, ir. C.P. Seters, ir. A.J. van Smienk, ing. E. Spierenburg, dr. ir. S. Storteboom, O. Thooft, dr. ir. K. Vos, mw. ir. M. de Velde, ing. E. van der Wassing, B.

Redactie Beek, mw. ir. V. van Brassinga, ing. H.E. Brouwer, ir. J.W.R. Diederiks, R.P.H. Kant, ing. M. Meireman, ir. P.

Lezersservice Adresmutaties doorgeven via [email protected]

© Copyrights Uitgeverij Educom BV Januari 2013 Niets uit deze uitgave mag worden gereproduceerd met welke methode dan ook, zonder schriftelijke toestemming van de uitgever. © ISSN 1386 - 2758

Distributie van Geotechniek in België wordt mede mogelijk gemaakt door:

TIS Speciale Funderingstechnieken Info: WTCB, ir. Noël Huybrechts Lombardstraat 42, 1000 Brussel Tel. +32 2 655 77 11 [email protected] www.tis-sft.wtcb.be

3

ABEF vzw

BGGG

Belgische Vereniging Aannemers Funderingswerken Priester Cuypersstraat 3 1040 Brussel Secretariaat: [email protected]

Belgische Groepering voor Grondmechanica en Geotechniek c/o BBRI, Lozenberg 7 1932 Sint-Stevens-Woluwe [email protected]

GEOT ECHNIEK – januari 2013

Voor gedegen

BAUER Funderingstechniek voert uit: Mixed-In-Place soilmix Groutanker met strengen GEWI -anker (paal) Groot diameter boorpaal Cement -bentoniet dichtwand Diepwand Jet grouten

Mixed- In-Place Soilmix oplossingen

Vooraanstaand en betrouwbaar www.bauernl.nl

MOS Grondmechanica

Kleidijk 35

Postbus 801 3160 AA Rhoon

T + 31 (0)10 5030200

F + 31 (0)10 5013656

www.mosgeo.com

De bekendheid van het Stedelijk Museum aan de Paulus Potterstraat in Amsterdam heeft meer te maken met de klassiek moderne en hedendaagse kunst waarvan zij haar bezoekers laat genieten, dan met het gebouw waarin zij is gevestigd. Toch is dit neorenaissancegebouw – in 1895 ontworpen door architect Adriaan Willem Weissman – een bekend en historisch monument. De ingrijpende renovatie die in de periode 2007 – 2010 heeft plaats gevonden vroeg dan ook de grootste zorg. Rekenen en bewaken Om deze reden was MOS Grondmechanica van het begin tot het einde van de uitvoering betrokken bij de renovatie van het Stedelijk Museum. Het

“De metingen geven aan dat de bouwput tot de einddiepte mag worden ontgraven.”

bureau verzorgde het benodigde grondonderzoek en op basis van de resultaten hiervan de volledige geotechnische engineering van de bouwkuipen en funderingen. MOS bleef gedurende het bouwproces op de achtergrond aanwezig om te toetsen of de optredende vervormingen van het oude pand niet groter werden dan geoorloofd. Hiermee leverden de mensen van MOS een belangrijk aandeel aan het behoud van een markant stukje Nederlands erfgoed.

Inhoud 1 Van de Redactie – 6 Actueel – 16 KIVI NIRIA rubriek – 24 CUR Bouw & Infra 30 The Magic of Geotechnics – 34 Vraag & Antwoord – 39 Gesignaleerd

10

Discrete simulaties van breukgroei in ‘Soil Mix’-materiaal met zwakke insluitsels

18

Effect installatiemethode van open stalen buispalen op de conusweerstand

26

Ervaringen met aanleg van autowegen in de Provincie Zuid-Holland: Abtswoude, de weg die er nooit kwam

Prof. dr. ir. A. Vervoort / ir. G. Van Lysebetten

Ir. J.A. Jacobse / Ir. J.H van Dalen

ir. J. Heemstra

40

Relevant risk factors associated with the construction of excavated tunnel cross-passages in soft soils I. Chivatá Cárdenas / S. SH Al-Jibouri / J. IM Halman / W. van de Linde / F. Kaalberg

47 GEOKUNST 50

53

Onafhankelijk vakblad voor gebruikers van geokunststoffen

Indrukken 5e Europese Geokunststoffenconferentie in Valencia ir. S. van Eekelen / dr.ir. G. Di Emidio / prof.dr.ir. A. Bezuijen

Oostende trekt grotere schepen aan dankzij sterkste geotextiel ooit F. De Meerleer / prof. dr. Ir. J. De Rouck / ir. K. Van Doorslaer / ir. J. Goemaere / ir. L. Van Damme

Actueel Onder redactie van Robert Diederiks

GESLAAGDE 22E EUROPESE CONFERENTIE VOOR JONGE GEOTECHNICI (EYGEC) 26-29 AUGUSTUS 2012

Van 26 tot en met 29 augustus 2012 werd de 22e Europese conferentie voor jonge geotechnici (EYGEC) gehouden in Gothenburg, een stad aan de westkust van Zweden. Het congres werd georganiseerd door de Swedish Geotechnical Society onder auspiciën van de ISSMGE. Vanuit Nederland waren Coen te Boekhorst (Volker InfraDesign), Ben Rijneveld (Fugro GeoServices), Leon Bekken (Fugro GeoServices) en Alexandros Petalas (Plaxis) hierbij aanwezig. In de twee lezingendagen van de conferentie, welke plaatsvonden op de campus van de technische universiteit Chalmers, presenteerden alle 50 deelnemers afkomstig uit 26 verschillende Europese landen hun werk. De onderwerpen waren zeer uiteenlopend, zoals toepassingen van de Materiaal Punt Methode (MPM), validatie van nieuwe constitutieve modellen, resultaten van statische en dynamische paaltesten en een nieuwe aanpak om de frontstabiliteit van een TBM te bepalen. Het viel het op dat een aantal presentaties behoorlijk theoretisch van karakter waren, terwijl anderen juist een hele praktische insteek hadden gekozen. Er was een goede mix van deelnemers vanuit universiteiten en bedrijven uit Europa. Tijdens de lezingen viel ook op dat er veel Neder-

landse programmatuur en methodieken werden toegepast. Na een dag vol lezingen stond er in een avond een leuke activiteit met een gezamenlijke maaltijd op het programma. Tijdens het eten ging het netwerken, discussiëren en het maken van vrienden ook gewoon door. Ook hebben we tijdens een quiz nog de belangrijkste gewoontes van Zweden geleerd. Wist je bijvoorbeeld dat de mensen in Zweden het liefst pizza en kebab eten! En wist je dat veel Zweden de bekendste Abba nummers niet eens mee kunnen zingen? Op de derde en laatste dag van de conferentie werd een bezoek gebracht aan de Hallandsås tunnels. Deze twee tunnels liggen ca. 200 km ten zuiden van Gothenburg. Het doel van deze is om een snellere treinverbinding met een hogere capaciteit dan de bestaande verbinding te realiseren tussen Gothenborg en Kopenhagen. De bouw van deze tunnel begon in 1992 en de opening was gepland voor 1995. Tijdens de bouw van de tunnel werden grote problemen ondervonden. De grote complexiteit van dit project schuilt in de bodemopbouw van de Hallandsås ridge. Het gevolg hiervan was dat het originele boorfront na 18 m boren al kapot ging. De ridge is opgebouwd uit zeer gefragmenteerd gneis die afgewisseld wordt met kleien siltlagen. De technisch manager van Skanska vertelde dat deze complexe bodemopbouw heeft geleid tot een aangepast boorfront (zie schaalmodel in figuur), waardoor het mogelijk is om zowel door zeer slappe, als zeer harde grondlagen te kunnen boren. De planning is nu om de tunnels in 2015 in gebruik te nemen. Het was een zeer leerzame en interessante ervaring om eens te kijken wat de geotechnische problemen in andere landen zijn. Daarnaast was het een ideale gelegenheid om ervaringen uit te wisselen met collega’s uit heel Europa. Doordat iedere deelnemer zijn werk moest presenteren, hebben we een goede indruk gekregen van wat er op geotechnisch gebied allemaal speelt en wordt ontwikkeld in Europa. Wij willen Kivi Niria dan ook hartelijk bedanken dat wij deze conferentie mochten bijwonen. Meer informatie over deze conferentie kunt u vinden op www.sgf.net/eygec2012.

6


GEOTEXTIEL EFFECTIEVE METHODE VOOR REMMEN PIPING Het verticaal aanbrengen van geotextiel in een dijk, is een goede oplossing voor het remmen van piping en kan een alternatief bieden voor de gangbare kostbare maatregelen. Dat blijkt uit een proef die kennisinstituut Deltares onlangs met het textiel deed op de IJkdijk in het Groningse Bellingwolde. Het positieve resultaat van de proef komt op het juiste moment: uit onderzoek bleek deze week dat zanduitspoeling onder de dijken, het zogeheten piping, een veel groter risico voor de stabiliteit van dijken vormt dan tot nu toe werd aangenomen. Bij hoogwater kan piping er voor zorgen dat een instabiele dijk door de druk van het rivierwater wegspoelt. Op een flink aantal plekken, vooral langs de Maas, Rijn, Waal en IJssel, is het risico op piping groot en zullen de waterschappen op korte termijn maatregelen moeten treffen. De huidige maatregelen tegen piping, het verbreden van dijken of het aanbrengen van damwanden, zijn kostbaar en nemen vaak veel ruimte in. Het gebruik van het geotextiel kan hiervoor een goed alternatief bieden: het is goedkoper, kan eenvoudig worden aangebracht en neemt geen extra ruimte in. Op verzoek van waterschap Rivierenland, dat veel kilometers dijk in verband met het risico op piping moet versterken, deed Deltares al eerder dit jaar laboratoriumproeven met het geotextiel. Die verliepen zeer voorspoedig. Daarna volgde eind september de proef op de IJkdijk. Met het experiment werd voor het eerst in een praktijksituatie bewezen dat geotextiel het proces van piping daadwerkelijk kan stoppen. Rivierenland gaat nu begin volgend jaar het geotextiel op een langer dijktraject aanbrengen.

Actueel

NIEUWE ALGEMEEN DIRECTEUR DELTARES

AHOY ROTTERDAM LANCEERT INFRATECH IN DUITSLAND

Ir. Maarten Smits (51) wordt per 1 december 2012 de nieuwe algemeen directeur van Deltares, het kennisinstituut voor water, ondergrond en infrastructuur. Hij volgt ir. Harry Baayen op, die met ingang van deze datum met pensioen gaat.

InfraTech is al jaren de grootste nationale ontmoetingsplaats voor de infrasector in Nederland. InfraTech krijgt nu ook een platform in Duitsland. Tegelijkertijd met de toonaangevende bouwbeurs DEUBAUKOM organiseert Ahoy Rotterdam ‘InfraTech Duitsland’ in Messe Essen, Noordrijn-Westfalen. In Duitsland nog geen vakbeurs bestaat die exclusief infrastructuur belicht, terwijl Duitsland het beurzenland bij uitstek is. Volgens onderzoeksbureau Euroconstruct is de omvang van de Duitse infrastructuurmarkt in 2012 47,8 miljard euro. De verwachting is dat dit in 2014 zal groeien naar 48,3 miljard euro. De deelstaat Noordrijn-Westfalen waar de beurs plaatsvindt, is de komende jaren het belangrijkste bouwgebied van Europa. Deze regio telt 18 miljoen inwoners, bestaat uit 396 gemeenten en omvat 29 van de 80 grootste Duitse steden. 18% van de Duitse snelwegen ligt in Noordrijn-Westfalen en doordat het gebied grenst aan Nederland en België is het een interessante afzetmarkt voor Nederlandse en Belgische bedrijven. In Nederland vindt de 10e editie van InfraTech plaats van 15 t/m 18 januari 2013 in Ahoy Rotterdam.

Momenteel is Smits algemeen directeur van FugroGeoServices bv in Nederland. Hij heeft voor Fugro nv sinds 1990 diverse managementfuncties in binnenen buitenland vervuld. Smits noemt Deltares ‘een prachtig kennisinstituut dat wereldwijd goed op de kaart staat’. De kennisontwikkeling door samenwerken, kennis delen en een multidisciplinaire aanpak spreekt hem bijzonder aan. ‘Dat leidt tot betere oplossingen van problemen in deltagebieden. Die zijn bijzonder complex en nooit eendimensionaal.’

Vakbeurs voor infrastructuur 15 t/m 17 januari 2014 in Messe Essen

PROJECT MOLEN DE ROOS WINT FUNDERINGSPRIJS 2012 Op 3 oktober 2012 is de Funderingsdag gehouden, een tweejaarlijks initiatief van de Betonvereniging, CUR B&I, KIVI NIRIA Geotechniek en NVAF. Tijdens deze editie won het project Molen De Roos de Funderingsprijs 2012. De genomineerde projecten betroffen innovatieve technieken of nieuwe toepassingen of projecten met bijzondere samenwerking. De vakjury heeft uit vijftien inzendingen drie projecten genomineerd, waarvan er twee Witteveen+Bos-projecten waren: het winnende Molen De Roos in Delft werd uitgevoerd in een alliantie waarbinnen Witteveen+Bos een groot deel van de engineering heeft verzorgd. Het project dat op de tweede plaats kwam was Heractivering paalfundering Vijzelgracht in Amsterdam. Hiervoor nam Witteveen+Bos de projectleiding, engineering, aanbesteding en uitvoeringsbegeleiding voor haar rekening. De genomineerde projecten werden door de inzenders in een drie minuten durende elevator pitch gepresenteerd aan het voltallige publiek, waarna op basis van meeste stemmen de winnaar aan het einde van de dag bekend werd gemaakt. Het fascinerende beeldmateriaal van de in aanleg zijnde spoortunnel onder de molen maakte het unieke karakter van het project meer dan duidelijk.

7


Actueel STANDAARD PROCEDURES VOOR CPT TESTEN De Belgische Groep voor Grondmechanica en Geotechniek (BGGG) heeft in de afgelopen 3 jaar een aantal standaard procedures ontwikkeld voor bodemonderzoek dat zich richt op CPT testen. De procedures zijn in een interessant en zeer uitvoerig document omschreven. Momenteel is alleen een Nederlandstalige versie beschikbaar, een Franstalige volgt binnenkort. Meer informatie over dit onderwerp is terug te vinden op de BGGG-GBMS website, waar ook de pdf van voornoemd document gedownload kan worden. www.bggg-gbms.be

genoemde regel van Bruun). De zaken liggen echter gecompliceerder bij de kustlijnen in de buurt van zeegaten, zoals mondingen van rivieren, lagunes en estuaria. Daar spelen namelijk ook andere factoren mee, bijvoorbeeld veranderingen in de regenval door klimaatverandering en bepaalde compensatie-effecten (basin infilling).

Accuraat model Er bestond in de wetenschap nog geen model dat al deze effecten meeneemt in de berekeningen van de toekomstige ontwikkeling van de kustlijn, terwijl daar wel behoefte aan was onder ingenieurs, bestuurders en planners. De meeste prognoses van de kustlijn gingen alleen uit van de Bruun-regel. Wetenschapper Rosh Ranasinghe, verbonden als universitair hoofddocent aan de TU Delft en aan UNESCO-IHE, is er nu in geslaagd een nieuw model te ontwikkelen dat veel betere prognoses geeft. Hij deed dit samen met onderzoekers van de faculteit Civiele Techniek en Geowetenschappen van de TU Delft, UNESCO-IHE en kennisinstituut Deltares. Met het model zijn snel – binnen

NIEUW ‘DELFTS’ MODEL: KUSTEROSIE DOOR ZEESPIEGELSTIJGING GROTER DAN GEDACHT Onderzoekers van UNESCO-IHE, TU Delft en Deltares kunnen met een nieuw model veel betere prognoses geven voor kusterosie als gevolg van een stijgende zeespiegel. In de buurt van zeegaten, zoals riviermondingen, blijkt dat de effecten van kusterosie door zeespiegelstijging tot nu toe sterk zijn onderschat. De wetenschappers hebben onlangs over hun onderzoek gepubliceerd in de online editie van Nature Climate Change. De verwachte zeespiegelstijging door klimaatverandering zal er voor zorgen dat de kustlijnen wereldwijd door erosie worden teruggedrongen. Dit is een bekend verschijnsel, dat bij een gegeven zeespiegelstijging in principe door wetenschappers berekend en voorspeld kan worden (via de zo-

8


enkele minuten – accurate voorspellingen te maken van hoe de kustlijn zich in de buurt van zeegaten zal ontwikkelen als gevolg van een stijging van de zeespiegel. Het nieuwe model werd vervolgens toegepast op vier verschillende en representatieve kustgebieden (in Vietnam en Australië). Het bleek dat met de Bruun-regel slechts 25 tot 50 procent van de verwachte kustlijnverandering in deze gebieden voorspeld kan worden. De andere processen die optreden in de buurt van zeegaten zijn minstens zo belangrijk en de kustlijnverandering door zeespiegelstijging is in deze gebieden tot nu toe door de modellen dus sterk onderschat. Met dit nieuwe model wordt het mogelijk om aanzienlijk betere prognoses te doen over kusterosie door de stijging van de zeespiegel. Kustbeheerprojecten die binnenkort worden opgestart kunnen profiteren van dit model en het kan een waardevolle bijdrage leveren voor kustmanagement en -planning. Het onderzoek wordt deels ondersteund door het Deltares Programma Beheer en Onderhoud Kust.

Plaats op Actueel uw nieuwste ontwikkelingen.

Uw banner hier verwijst direct naar uw website.

Uw ‘highlights’ kunnen hier op Home een prominente plaats krijgen

Uw actuele nieuws staat het beste op www.vakbladgeotechniek.nl De website van vakblad Geotechniek is een eerste aanspreekpunt voor wie in de wereld van geotechniek wil weten wat nieuws is. Plaats uw nieuws in de rubriek ‘Actueel’. Of kies voor een ‘web-vertorial’, gebruik de vacature-pagina, plaats een banner die naar uw site verwijst. Bespreek de mogelijkheden met Educom, uitgever online en in druk: 010 - 425 6544 www.uitgeverijeducom.nl

9


Discrete simulaties van breukgroei in ‘Soil Mix’-materiaal met zwakke insluitsels

Prof. dr. ir. A. Vervoort Dep. Burg. Bouwkunde KU Leuven

ir. G. Van Lysebetten Dep. Burg. Bouwkunde KU Leuven

Figuur 1 – CSM-wand (Lameire) voor de bouw van de IMEC-toren (Heverlee).

Inleiding DE ‘SOIL MIX’-TECHNIEK

Sinds enkele decennia wordt de ‘Soil Mix’-techniek gebruikt als een grondverbeteringstechniek. In België wordt de techniek steeds meer gebruikt voor de constructie van gronden waterkerende wanden (figuur 1), in plaats van klassieke technieken zoals secanspalenwanden, damwanden, diepwanden en Berlijnse wanden. Het principe van de ‘Soil Mix’-techniek is gebaseerd op een in situ mechanische vermenging van de grond met een geïnjecteerd bindmiddel (bijvoorbeeld cement). Een continue wand wordt verkregen door het mengen van overlappende rechthoekige panelen of cilindervormige kolommen. Om afschuif- en buigkrachten op te vangen worden meteen na het mengen stalen H- of I-profielen in het niet-verharde ‘Soil Mix’-materiaal geplaatst. Dieptes tot meer dan 20 meter kunnen op deze manier bereikt worden. In België zijn de meest gebruikte technieken de CVR (Twin/Triple) C-mix® techniek, de Tubular Soil Mix (TSM) techniek en de Cutter Soil Mix (CSM) techniek (figuur 2 a, b en c). Het zijn alle drie natte systemen waarbij een water-cementmeng-

sel al dan niet onder hoge druk wordt geïnjecteerd. Deze technieken werden in een eerder verschenen artikel uitvoerig besproken [4]. NOOD AAN ALTERNATIEVE ONTWERPREGELS

Omwille van de specifieke mengprocedure van de ‘Soil Mix’-techniek en omdat een natuurlijk materiaal rechtstreeks als grondstof wordt gebruikt, is de aanwezigheid van grondinsluitsels (ongemengde en dus zwakkere delen) onvermijdelijk. Hierdoor is het resulterende ‘Soil Mix’-materiaal heterogeen van aard en kunnen de klassieke ontwerpregels niet noodzakelijk zo maar toegepast worden. Ze leiden immers vaak tot negatieve karakteristieke waarden, terwijl in de praktijk de ‘Soil Mix’-techniek uitstekend aan de vereisten lijkt te voldoen. Gezien de vele voordelen van de ‘Soil Mix’-techniek op zowel economisch vlak als op vlak van duurzame ontwikkeling, rees bij de Belgische funderingsaannemers de vraag naar alternatieve ontwerpregels die toelaten de techniek ook aan te wenden voor permanente en verticaal dragende constructies. Om een oplossing te bieden voor deze problematiek werd door het Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf (WTCB), de Belgische Vereniging Aannemers Funderingstech-

10


nieken (ABEF) en de KU Leuven in 2009 een onderzoeksproject (IWT 080736) aangevraagd bij het Agentschap voor Innovatie door Wetenschap en Technologie van het Vlaamse Gewest (IWT). Doel van het project is de klassieke ontwerpregels te herformuleren aangepast aan het fundamenteel gedrag van ‘Soil Mix’-materiaal rekening houdend met het heterogeen karakter, de grondinsluitsels en tijds- en schaaleffecten zoals uithardingstijd en kruip [8]. Hierbij gaat vooral aandacht naar de druksterkte van ‘Soil Mix’-materiaal, de hechting tussen ‘Soil Mix’ en stalen wapening en de duurzaamheid en permeabiliteit van het ‘Soil Mix’materiaal. In het kader van dit IWT-project wordt een groot aantal proeven uitgevoerd, maar ook numerieke simulaties waarbij het innovatieve gericht is op het simuleren van individuele breuken in het heterogene materiaal tijdens belasting. Door het reële falingsproces van breukinitiatie en –groei zo realistisch mogelijk te benaderen, hoopt men de simulaties in de toekomst ook te kunnen gebruiken om nieuwe situaties te kunnen voorspellen, bijvoorbeeld meer of minder heterogeniteiten, grotere of kleinere heterogeniteiten, het schaaleffect, enz. In het kader van dit laatste worden naast het testen van kernen ook blokken met een horizontale sectie overeenkomend met een wanddikte (ongeveer 60 cm) en een hoogte van ongeveer tweemaal de wanddikte getest. Dit artikel legt de nadruk op de resultaten van de numerieke simulaties.

Numerieke simulaties aan KU Leuven SIMULATIE BREUK VORMING

Het falen van gesteenten wordt vooral bepaald door de initiatie en groei van breuken in het gesteentemateriaal. Reeds bij relatief kleine belastingen ontstaan er micro-breuken, die later doorgroeien tot macro-breuken. Het globale gedrag kan meestal vrij goed benaderd worden met de klassieke elasto-plastische modellen. Wanneer men echter meer in detail deze breukinitiatie en -groei wenst te analseren, zijn discrete simulaties noodzakelijk [2,7]. Dit is bijvoorbeeld het geval wanneer men een correct onderscheid wenst

Samenvatting De ‘Soil Mix’-techniek wordt steeds meer gebruikt voor de constructie van gronden waterkerende wanden, waarbij een in situ mechanische vermenging van de grond plaatsvindt met bijvoorbeeld cement. Gezien de specifieke mengprocedure en omdat een natuurlijk materiaal rechtstreeks als grondstof wordt gebruikt, is de aanwezigheid van zwakke grondinsluitsels onvermijdelijk. Om de invloed van deze zwakke insluitsels op de sterkte en

stijfheid te onderzoeken voerde KU Leuven numerieke discrete simulaties uit. Hierbij is het mogelijk om de individuele breukinitiatie en –groei te bestuderen. De simulaties tonen aan dat de afname van sterkte en stijfheid van een monster (veel) groter is dan het gewogen gemiddelde gebaseerd op de verhouding van gemengd en ongemengd materiaal. Ook blijkt dat andere parameters zoals vorm, aantal en relatieve positie van de insluitsels een grote invloed hebben.

te maken tussen breuken ontstaan in trek en deze t.g.v. afschuiving, maar ook wanneer men het effect van heterogeniteiten in het materiaal wenst te kwantificeren. CONCEP T

Voor de numerieke simulaties wordt een beroep gedaan op UDEC (Universal Distinct Element Code), een 2D discrete elementenprogramma [1]. Het bestudeerde medium wordt opgedeeld in discrete blokken die stevig met elkaar verbonden zijn door contacten (figuur 3a). De contacten bestaan uit 2 veren loodrecht en parallel met het contactoppervlak. Zowel de eigenschappen van de blokken als van de contacten beïnvloeden het gedrag van het geheel, dat initieel als intact wordt beschouwd. Door aan de contacten een bepaalde cohesie en treksterkte toe te kennen, kan het breukpatroon tijdens bijvoorbeeld een uniaxiale drukproef op een ‘Soil Mix’-monster gesimuleerd worden. De contacten tussen aaneengrenzende blokken doen hierbij dienst als potentiële breukpaden. Pas als het breukcriterium van een contact wordt overschreden, wordt het geactiveerd en stelt het contact een reële breuk voor (figuur 3b en c). Mogelijke breukvorming beperkt zich dus tot de aanwezige contacten. Het netwerk moet bijgevolg voldoende fijn zijn en de oriëntatie van de contacten zo uniform mogelijk verdeeld, zodat breuken met gelijk welke oriëntatie benaderend kunnen gesimuleerd worden [7]. De eigenschappen van de contacten zijn uiteraard geen fysisch meetbare materiaaleigenschappen. Ze worden verkregen op basis van kalibratie van een homogeen model waarvan naast de druksterkte en de stijfheid ook het breukpatroon onder een uniaxiale belasting gekend is. Het gekalibreerde, homogene model (d.i. een perfect gemengd monster zonder insluitsels) heeft een druksterkte van 11.7 MPa en een Young’s modulus van 10.5 GPa. Een belangrijke veronderstelling is verder dat ‘Soil Mix’-materiaal een heterogeen materiaal is bestaande uit 2 componenten, namelijk het goed gemengde gedeelte en de zwakke insluitsels. Het volumepercentage aan zwakke insluitsels (=ongemengd materiaal) kan hierbij variëren van 0 tot

A

B

C

Figuur 2 – A. CVR Triple C-mix® - B. Smet-F&C TSM - C. CSM techniek (Soetaert nv).

A

B

C

Figuur 3 – A. Vereenvoudigd voorbeeld van aaneengrenzende driehoekige blokken, waarbij een contact (groene lijnen) pas een breuk voorstelt als het geactiveerd is. B. Breukpad (rode lijn) volgens geactiveerde contacten met een globale helling van 60° (zwarte rechte). C. Het breukpatroon in het voor de rest intact monster.

3.5% in zandgrond tot meer dan 35% in stijve kleien [3]. Voor de simulaties wordt uitgegaan van een reële doorsnede van een ‘Soil Mix’-kolom (figuur 4a). Dit 2D-monster telt 11 insluitsels die in totaal goed zijn voor 11% van de oppervlakte van het monster. Het basismodel bestaat uit 9 van de 11 insluitsels overeenkomend met 10 vol% (figuur 4b). Ook al gaat het hier om een 2D-model, toch wordt de term vol% gehanteerd. Zo wordt eenvoudiger de link gelegd met metingen op reëel

11


A

B Figuur 4 – A. 2D-monster (120×240mm) gebaseerd op een reële doorsnede van een ‘Soil Mix’-kolom. B. Netwerk van het basismodel.

‘Soil Mix’-materiaal. Gezien het model in feite een eenheidsdikte heeft, is deze term gerechtvaardigd.

de hand van een reeks modellen met dimensies 120×240mm. In UDEC worden op deze modellen verplaatsingsgestuurde uniaxiale drukproeven gesimuleerd.

RESULTATEN

Volgende paragrafen onderzoeken de invloed van het volumepercentage, de vorm, het aantal en de relatieve positie van de insluitsels op de sterkte, de stijfheid en het breukpatroon. Dit gebeurt aan

INVLOED VOLUMEPERCENTAGE, VORM EN AANTAL INSLUITSELS

Op basis van de reële doorsnede (figuur 4a) worden naast het basismodel nog 68 andere modellen

Figuur 5 – a-d Algemeen overzicht van een aantal modellen met 1, 5, 10 en 20% insluitsels. Naast het verschillend aantal insluitsels en de vorm, varieert verder ook de relatieve positie van de insluitsels.

gegenereerd met een oppervlaktepercentage aan insluitsels van 1, 5, 10 en 20%. Hierbij wordt gevarieerd met de relatieve positie van de insluitsels, maar verder ook met de vorm (bijvoorbeeld uitgesproken ronde of hoekige vorm) en het aantal insluitsels (bijvoorbeeld 1 groot insluitsel tegenover 3 kleinere). Het aantal modellen met een bepaald volumepercentage insluitsels is weergegeven in tabel 1. Een aantal voorbeelden van de verschillende vormen en het aantal insluitsels zijn gegeven in figuur 5a tot d. Aan de hand van deze simulaties wordt in de eerste plaats de invloed van het volumepercentage insluitsels op de sterkte en de stijfheid van het ‘Soil Mix’-materiaal onderzocht. Daarnaast laten de 30 modellen met 10% insluitsels toe om een eerste idee te krijgen van het effect van de vorm en het aantal insluitsels.

Tabel 1 Overzicht van het aantal modellen voor de studie van het effect van het volumepercentage, vorm en aantal insluitsels vol%

# modellen

# insluitsels

1 5 10 20

11 18 30 10

1, 2, 3 1, 3, 4 of 6 1, 3, 9 of 10 1, 4, 12, 15 of 24

De evolutie van het breukpatroon voor het basismodel uit figuur 4b is weergegeven in figuur 6a tot c voor 3 verschillende belastingsstappen zoals aangegeven in de bijhorende spanningsvervormingscurve van figuur 6d. De UCS-waarde van dit model bedraagt 4.4 MPa, tegenover een UCSwaarde van 11.7 MPa voor een model zonder insluitsels. Dit is een afname van de sterkte met meer dan 60% door de aanwezigheid van 10% ongemengd materiaal (zie ook verder). Bij een relatief kleine belasting bezwijkt een deel van het materiaal in de insluitsels, wat logisch is aangezien de lage sterkte-eigenschappen. Deze faling is echter duidelijk beperkt tot bepaalde delen van de insluitsels. Bij bijvoorbeeld 2.6 MPa uniaxiale belasting zijn reeds enkele verticale trekbreuken geïnduceerd in het matrixmateriaal aan de bovenen onderkant van gegroepeerde insluitsels (figuur 6a). Dit zijn typische splijtingsbreuken die ook geobserveerd worden tijdens drukproeven (figuur 6e). Bij hogere belastingen en zeker nadat de UCSwaarde is bereikt (figuur 6b en c), ontstaan ook afschuifbreuken. Dit leidt uiteindelijk tot een afschuifzone die zich uitstrekt van de linkerbovenhoek van het monster naar rechtsonder.

Figuur 6 – a, b, c Evolutie van het breukpatroon van het basismodel voor 3 verschillende belastingsstappen. d. Spanningsvervormingscurve van het basismodel. e. Voorbeelden van reële breukpatronen in uniaxiaal belaste ‘Soil Mix’-kernen.

Figuur 7 – Variatie van (a) druksterkte (UCS) en (b) stijfheid (Young’s modulus, E) in functie van het (volume)percentage aan ongemengd materiaal (resultaten gebaseerd op [5]).

12


In figuur 6e zijn 3 voorbeelden weergegeven van details van kernen uit een reële ‘Soil Mix’-wand met relatief veel insluitsels na het uitvoeren van een drukproef. De insluitsels zijn duidelijk zichtbaar en ook de geïnduceerde breuken er rond.

DISCRETE SIMUL ATIES VAN BREUKGROEI IN ‘SOIL MIX’-MAT ERIA AL MET Z WAKKE INSLUITSELS

Figuur 8 – a. 3 insluitsels met elk een uitgesproken vorm. b. 10 modellen met elk een bepaalde positie van de insluitsels. c. De 6 permutaties voor positie 1.

Bovendien worden analoge breukpatronen geobserveerd als in de simulaties. In de linker foto zijn bijvoorbeeld twee breuken geïnduceerd aan beide uiteinden van de onderkant van het insluitsel, wat ook geobserveerd wordt rond verschillende insluitsels in de simulaties. De middelste en rechtse foto’s tonen breuken in de buurt van het midden van het insluitsel of rond de uiterste boven- of onderkant van het insluitsel. Dergelijke breuken worden eveneens waargenomen in de simulaties.

Figuur 9 – Resultaten van de simulaties voor de studie van het effect van de relatieve positie van de insluitsels. Variatie van (a) de druksterkte (UCS) en (b) de stijfheid (E).

insluitsels [5]. Ook verlaagt de sterkte van een monster drastisch wanneer minder insluitsels (maar met dezelfde vorm en hetzelfde totale percentage aan ongemengd materiaal) aanwezig zijn. INVLOED RELATIEVE POSITIE INSLUITSELS

Uit figuur 7 blijkt de grote invloed van het volumepercentage aan ongemengd materiaal op de sterkte en stijfheid van het materiaal. Zo komt de afname in sterkte en stijfheid duidelijk niet overeen met het percentage insluitsels. Voor slechts 1% ongemengd materiaal worden de sterkte en stijfheid gereduceerd met gemiddeld 13 en 3%, respectievelijk. Voor 10% insluitsels loopt dit zelfs op tot een gemiddelde afname van de sterkte met meer dan de helft en van de stijfheid met 32%. Bovendien is er een overlappende zone tussen de resulterende druksterktes van 5 en 10% en van 10 en 20%. Bij de stijfheid is er net geen overlapping. Dit wijst erop dat de sterkte en stijfheid van een monster niet alleen bepaald worden door het volumepercentage insluitsels, maar ook door andere karakteristieken zoals de vorm, het aantal en de relatieve positie van de insluitsels.

Dat er een zekere spreiding bestaat van de sterkte en stijfheid voor eenzelfde volumepercentage insluitsels is geen verrassing. Om de precieze reden van deze brede waaier aan druksterktes en stijfheden per volumepercentage insluitsels verder te onderzoeken wordt een tweede reeks simulaties uitgevoerd. Met deze nieuwe simulaties wordt vooral de invloed van de relatieve positie van de insluitsels bestudeerd. Elk model bevat 3 insluitsels (figuur 8a): 1 met een meer ronde vorm (4 vol%), 1 met een horizontaal langwerpige vorm en 1 met een verticaal langwerpige vorm (beiden 3 vol%). Voor 10 verschillende posities (figuur 8b) worden telkens 6 modellen (of permutaties) gegenereerd. Dit wil zeggen dat de posities van de zwaartepunten van de insluitsels dezelfde blijven, terwijl de 3 insluitsels onderling van plaats verwisselen (dit zijn dus 6 permutaties per positie (8c)). Omwille van de extreme plaatsing van de insluitsels (zo ver mogelijk uiteen, verticaal onder elkaar of volgens de diagonaal, …) is het te verwachten dat de spreiding van sterkte en stijfheid nog zal toenemen.

Dit wordt bevestigd door de meer uitgebreide reeks aan modellen met 10% insluitsels. Deze simulaties tonen hoe scherphoekige insluitsels de sterkte en stijfheid meer doen afnemen dan ronde

Behalve een paar monsters liggen alle druksterktes (van 3.9 tot 8.3 MPa, figuur 9a) in dezelfde range als die van de monsters voor de studie van de invloed van het volumepercentage met even-

13


eens 10% insluitsels (3.8 tot 8.1 MPa, zwarte pijl in figuur 9a). Bovendien wordt de ruimte tussen de hoogste druksterkte (8.1 MPa) en de tweede hoogste druksterkte van de modellen met 10% insluitsels (6.3 MPa) duidelijk aangevuld door de nieuwe druksterktes. Ook de stijfheid van deze simulaties (van 6.0 tot 8.1 GPa) valt in ongeveer dezelfde range (6.3 tot 8.0 GPa). De besluiten uit de vorige paragraaf blijven dus geldig. Als de simulaties voor de studie van de relatieve positie meer in detail worden bestudeerd (figuur 9a en b), ziet men in de eerste plaats dat de druksterktes en stijfheden voor elke positie met minstens 3 andere posities overlappen. De range voor eenzelfde relatieve positie is bovendien vrij groot. Voor de druksterkte varieert deze range tussen 0.6-0.8 MPa (posities 2 en 9) en 2.1-2.2 MPa (posities 4 en 6). Voor de stijfheid is de range minimaal voor posities 1, 8, 9 en 10 (0.2-0.3 GPa) en maximaal voor posities 3, 4, 5 en 7 (resp. 0.80.9 en 1.2 GPa). Het is dus duidelijk dat de invloed van de vorm van de insluitsels niet kan verwaarloosd worden, zeker niet wat de druksterkte betreft. Het is echter moeilijk om per permutatie een bepaalde trend te zien. Wel is het duidelijk dat de invloed van de vorm op de stijfheid het kleinste is als de insluitsels verticaal onder elkaar liggen. Voor de druksterkte kan dit niet bevestigd worden. Wat de invloed van de relatieve positie van de insluitsels betreft, nemen de druksterkte en stijfheid duidelijk af als de insluitsels volgens de

diagonaal van het monster liggen en niet verticaal onder elkaar. Zo leiden posities 1, 8, 9 en 10, allen met verticaal gealigneerde insluitsels, systematisch tot hogere druksterktes en stijfheden. Doordat de insluitsels onder elkaar liggen, zijn de verticale (d.i. in de belastingsrichting) stroken waarin geen insluitsels gelegen zijn breder. Het is waarschijnlijk de breedte van deze zones die hoofdzakelijk de sterkte en stijfheid van het monster bepaalt. Verder is er ook een invloed van de verticale afstand tussen de insluitsels en de afstand van de insluitsels tot de zijkant van het monster. De waargenomen trend is dat de druksterkte en stijfheid afnemen als de verticale afstand afneemt. Insluitsels komen immers dichter bij elkaar te liggen, waardoor ze zich meer als 1 groot insluitsel gedragen. De stijfheid neemt ook af als de insluitsels dichter tegen de zijkant van het monster gelegen zijn. Voor de druksterkte kan dit met de voorgestelde modellen niet eenduidig bevestigd worden. Ten slotte is er waarschijnlijk ook nog het effect van de afstand van de insluitsels tot de bovenen onderkant van het monster. Gezien het beperkt aantal modellen is het niet mogelijk dit effect diepgaand te onderzoeken. RELATIE MET BREUK VORMING

Het breukgedrag verloopt in de meeste monsters vrij gelijkaardig (figuur 10a tot d). Bij relatief lage spanningsniveaus (lager dan 50% van de uiteindelijke druksterkte) initiëren er uitsluitend verticale extensiebreuken aan de bovenen onderkant van de insluitsels (zie figuur 10a tot d). Pas bij spanningsniveaus in de buurt van de maximale druk-

sterkte van het monster verschijnen er ook afschuifbreuken aan de zijkanten van de insluitsels waarna afschuiving van het monster plaatsvindt ten gevolge van een combinatie van afschuif- en trekbreuken. Dit wordt overigens ook waargenomen bij het breukpatroon van het basismodel (figuur 6a tot c). Het optredende breukpatroon is bovendien weer erg gelijkaardig aan wat in realiteit wordt waargenomen (figuur 6e).

name in sterkte ten opzichte van het model met 3 verticaal onder elkaar gelegen insluitsels wordt veroorzaakt doordat de insluitsels diagonaal gelegen zijn. De breedte van de verticale stroken zonder insluitsels is dus smaller. Bovendien interfereren de spanningspieken aan de zijkanten van de insluitsels met elkaar door de diagonale ligging van de insluitsels, waardoor ze elkaar waarschijnlijk versterken.

Veel van de effecten die hiervoor beschreven werden, kunnen bovendien gerelateerd en verklaard worden aan de hand van de geobserveerde breukpatronen. Zo is het duidelijk dat de spanningspieken in de buurt van scherphoekige insluitsels groter zijn dan bij afgeronde insluitsels. Hierdoor treedt er bij lagere spanningsniveaus breukinitiatie op en is de resulterende sterkte en stijfheid van het monster lager (vergelijk figuur 10a en c).

Ook als de verticale afstand tussen de insluitsels van figuur 10b verkleint, zullen zones met verhoogde spanningen meer met elkaar gaan overlappen en zal het onderling versterkend effect groter zijn. Bovendien ontstaat de neiging tot de vorming van 1 groot insluitsel. Daardoor treedt er sneller breukinitiatie op (bij een lagere belasting), maar ook zullen de verticale extensiebreuken die rond het middelste insluitsel ontstaan sneller de bovenen onderliggende insluitsels bereiken. De breuken leggen dus een minder lange afstand af doorheen het sterkere matrixmateriaal, vooraleer ze een zwak insluitsel bereiken. Omdat dit insluitsel weinig weerstand biedt, wordt meteen een veel groter deel van het monster aangetast, wat opnieuw tot een lagere sterkte en stijfheid leidt.

Ook bij 1 groot insluitsel i.p.v. 3 kleinere treedt al bij lagere spanningsniveaus breukinitiatie op, tenminste als deze 3 insluitsels verticaal onder elkaar gelegen zijn (vergelijk figuur 10a, b en d). Dit komt opnieuw omdat de spanningspieken rond het grote insluitsel hoger oplopen dan deze rond de 3 kleine insluitsels (een grotere horizontale afstand met zwakker materiaal moet overbrugd worden). Het feit dat deze 3 kleinere insluitsels verticaal boven elkaar liggen speelt echter ook een grote rol. Om dit te illustreren toont figuur 10d een model met dezelfde 3 kleinere insluitsels. Toch heeft het monster ongeveer dezelfde druksterkte als het model met één groot insluitsel. De grote af-

Figuur 10 – Illustratie van het breukpatroon van 4 monsters met 10% insluitsels maar met een verschillende vorm en aantal voor opeenvolgende belastingsstappen (uit de simulaties voor de studie van het effect van het volumepercentage en vorm van de insluitsels [5]).

14


Besluit Hoewel het kalibreren van het model vrij tijdrovend is, zijn numerieke simulaties erg interessant om op een relatief eenvoudige wijze gevoeligheidsanalyses uit te voeren. De simulaties die in dit artikel werden besproken, tonen duidelijk de invloed aan van zachte insluitsels op de sterkte en stijfheid van ‘Soil Mix’-materiaal. Een klein volumepercentage insluitsels heeft al een grote impact op de resulterende sterkte en stijfheid. Toch is niet alleen het volumepercentage bepalend, maar ook de relatieve positie van de insluitsels, hun vorm en aantal. De resultaten van de simulaties worden bovendien bevestigd door laboratoriumproeven (bijvoorbeeld breukpatronen). Let wel dat nog lang niet alle effecten even goed gekend zijn en dat bijkomende simulaties noodzakelijk zijn. Ook verder onderzoek van het schaaleffect is zeer belangrijk om een antwoord te geven op de vraag in welke mate laboratoriumproeven op monsters (cm-schaal) representatief zijn voor de sterkte van een werkelijke ‘Soil Mix’-constructie (m-schaal). In het laboratorium werden verschillende blokken (0.6 × 1.2 m) getest en vergeleken met de druksterktes van de monsters [6], maar ook numerieke simulaties zouden hierbij zeer interessant zijn om bijvoorbeeld grote blokken te simuleren of andere testconfiguraties zoals buigproeven. Met behulp van deze resultaten kan dan overgegaan worden tot het opstellen van alternatieve ontwerpregels, die op een gepaste manier omgaan met de resul-

DISCRETE SIMUL ATIES VAN BREUKGROEI IN ‘SOIL MIX’-MAT ERIA AL MET Z WAKKE INSLUITSELS

taten van proeven op een set van ‘Soil Mix’-monsters en vooral met de verdeling en spreiding van deze resultaten.

dat verantwoordelijk is voor de organisatie van het Innovatieforum Geotechniek.

Referenties Dankwoord Dit onderzoeksproject wordt financieel ondersteund door het Agentschap voor Innovatie door Wetenschap en Technologie van het Vlaamse Gewest (IWT; WTCB 2009-2013) en wordt uitgevoerd in een samenwerking tussen het Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf (WTCB), de Belgische Vereniging Aannemers Funderingstechnieken (ABEF) en KU Leuven. Speciale dank gaat uit naar Flor De Cock, Nicolas Denies, Noël Huybrechts, Bart Lameire en Jan Maertens. Deze bijdrage werd gepresenteerd op het 16de Innovatieforum Geotechniek, waar de ‘prijs Hubert Raedschelders 2011’ werd uitgereikt. Het artikel is een meer uitgebreide versie van de bijdrage die werd genomineerd in de categorie ‘Innovatief idee, techniek of product’ (zie ook rubriek ‘Actueel’ uit het oktobernummer van Geotechniek). Dank gaat dan ook uit naar ie-net vzw,

1. Cundall P.A., 1971. A computer model for simulating progressive large scale movements in block rock systems. In: Proc. of ISRM Symp., 1971, paper II-8. 2. Debecker B., Vervoort A., Napier J.A.L, 2006. Fracturing in and around a natural discontinuity in rock: a comparison between boundary and discrete element models. In: Proc. of 5th Int. Conf. on Engineering Computational Technology, Las Palmas de Gran Canaria (Spanje), 2006, paper 168. 3. Ganne P., Denies N., Huybrechts N., Vervoort A., Tavallali A., Maertens J., Lameire B., De Cock F., 2011. Soil Mix: influence of soil inclusions on the structural behaviour, In: Proc. of 15th ECSMGE, Athene (Griekenland), 12-15 september 2011, blz. 977-982. 4. Ganne P., Huybrechts N., De Cock F., Lameire B., Maertens J., 2010. ‘Soil Mix’-wanden als kerende constructies – kritische analse van de ontwerpparameters van het materiaal. Geotechniek, juli 2010, 14de jaargang, nummer 3, blz. 34-39.

5. Van Lysebetten G., 2011. Soil Mix for Construction purposes: Quality control. M.Sc. thesis (Geotechnical and Mining Engineering) KU Leuven, 2011. 6. Vervoort A., Tavallali A., Van Lysebetten G., Maertens J., Denies N., Hubrechts N., De Cock F., Lameire B., 2012a. Mechanical characterization of large scale soil mix samples and the analysis of the influence of soil inclusions. In: Proc. of the ISSMGE - TC 211 International Symposium on Ground Improvement IS-GI, Brussel (België), Vol. 3, blz. 127-136. 7. Vervoort A., Van Lysebetten G., Tavallali A., 2012b. Numerical modeling of fracturing around soft inclusions. In: Proc. of SHIRMS2012, Southern Hemisphere International Rock Mechanics Symposium, 14-17 May 2012, Sun City (ZuidAfrika), blz. 33-46. 8. WTCB, 2009. SOIL MIX in constructieve en permanente toepassingen – Karakterisatie van het materiaal en ontwikkeling van nieuwe mechanische wetmatigheden IWT 080736. 쎲

KIVI NIRIA Egbert Teunissen Bestuurslid afdeling geotechniek

Geotechnici van de lage landen: ‘Vereenigt u’ Hoeveel Nederlandse en Belgische ingenieurs er

zetten en delen met als startpunt hoogwaardige inhoudelijke kennis. Nog steeds wordt het blad in de lucht gehouden door vele geotechnische vrijwilligers, getuige de grote redactie raad. Het vakblad is naast de CGF opleidingen de trots van de afdeling. We zijn dan als bestuur ook verheugd dat de CGF opleidingen nagenoeg geheel vernieuwd zijn en aangepast conform de laatste richtlijnen.

werkzaam zijn is mij niet bekend, maar dat slechts een fractie verenigd is onze vereniging KIVI NIRIA of onze zustervereniging KVIV/ie.net, is werkelijk beschamend. Waarschijnlijk nog geen 5 %. Voor Geotechniek is dit aantal stabiel, maar het percentage is eigenlijk veel te laag.

Een vereniging als KIvI NIRIA en de vele afdelingen en regio’s kunnen heel veel betekenen en bewerkstellingen. Als vereniging dragen we bij in de maatschappij en de economie van vandaag. Het is alleen niet altijd direct zichtbaar op persoonsniveau. Daarom hierbij een korte compilatie van onze verdiensten, terugblikkend over ruim twee decennia geeft een goed beeld wat we allemaal hebben bereikt in ons vakgebied. Ik wil niet zeggen dat het allemaal de verdienste is van onze afdeling KIVI NIRIA, maar we hebben er wel hard aan gewerkt.

Eigenlijk zou elke geotechnicus elke vijf jaar een update cursus moeten volgen. Verplicht nummer,

‘

Het mooie blad dat u nu leest bestaat al ruim tien jaar en de meeste van u zullen niet anders weten dan dat het bestaat. Het tegendeel is waar. Het eerste initiatief voor het blad Geotechniek begon als een soort tegenhanger van het vakblad voor de constructeurs Cement. Geotechnische onderwerpen kregen daar niet echt ruimte in en toen heeft het toenmalige bestuur de stoute schoenen aangetrokken om zelf een vakblad te lanceren. De eerste jaren zag het vakblad Geotechniek er meer uit als een goedkoop stencil, maar wel met inhoud. Geleidelijk aan is het gegroeid naar hetgeen het nu is. Een vaktijdschrift waarin we onze kennis uiteen-

...elke geotechnicus zou elke vijf jaar een update cursus moeten volgen...

’

vergelijkbaar met een medisch specialist. We ondersteunen risicogestuurd ontwerpen via GeoImpuls. Binnenkort wordt dit ook opgenomen als module in een van onze CGF opleidingen. Met georisicomanagement lopen we voorop in de bouwbranche. Geotechniek, of geo-engineering is zwaar verankerd in het onderwijs, maar het kan nog beter, zeker op de HBO instellingen. Een gering aantal geotechniek docenten staat daar voor een zware opgaaf. Waardering alom voor hen. De afgelopen 20 jaar hebben we ons als Geotechniek ontwikkeld tot een herkenbare vakgroep, in-

Een impressie van het KIVI NIRIA pand in Den Haag.

16


ternationaal gewaardeerd. Dit is ook nodig, want de Nederlandse geotechnici werken letterlijk in alle uithoeken van de aardbol inclusief de arctic. Als KIvI NIRIA Geotechniek bestuur onderschrijven we al deze taken en zien het als onze primaire verantwoordelijkheid het vak geotechniek verder te brengen, een onmisbare schakel in onze infrastructuur. Kort samengevat zijn onze kernactiviteiten: communicatie en zichtbaarheid onder andere via sponsoring van dit blad, inhoudelijk en financiële bijdrage aan Geo-Impuls, NEN en internationale commissies, opleiding, kennis behoud, en kennis ontwikkeling, door het organiseren en continu actualiseren van de CGF opleidingen, organiseren van kennisbijeenkomsten en excursies, lesmateriaal voor HBO docenten ontwikkelen internationalisering, door sponsoring bijdrage jonge geotechnici aan internationale congressen, en het claimen en verzorgen van lezingen op die congressen. Onze vereniging is het basishonk voor al deze activiteiten. Juist in deze tijd, is het lidmaatschap hard nodig. Met onze bijzondere kennis expertise kunnen we internationaliseren, ons blijvend onderscheiden in de wereld. Lid zijn van onze vereniging zou niet eens een vraag moeten zijn, het is een maatschappelijke plicht. Eigenlijk zou je zonder lidmaatschap van het KiVI NIRA fiscaal gestraft moeten worden. Hebben we meteen een oplossing voor het begrotingstekort :-). Zeg het voort tegen collegae die nog niet de tijd hebben gevonden lid te worden, #daaromgeotechniek!

KIVI NIRIA

KIVI NIRIA is dé Nederlandse beroepsvereniging van en voor ingenieurs, opgeleid aan universiteiten en hogescholen, en vormt een hoogwaardig technisch kennis- en kennissennetwerk. Hiermee maakt KIVI NIRIA, het Koninklijk Instituut Van Ingenieurs, het belang van techniek zichtbaar in onze samenleving en ondersteunt ingenieurs bij het uitoefenen van hun belangrijke taak. Ingenieurs staan aan de basis van innovatie, doordat zij hun technische kennis weten toe te passen ten behoeve van ontwikkeling in de maatschappij.

Aanmelden of meer informatie over KIVI NIRIA Geotechniek ? Meer informatie over de Afdeling Geotechniek: www.kiviniria.nl/geo of bij Mart Herrmann, KIVI NIRIA Kamer TU Eindhoven Tel. 040-247 29 49 Ma t/m vrij 10 - 14 uur [email protected] Meer informatie over KIVI NIRIA: www.kiviniria.nl

Waarom een Afdeling Geotechniek? Geotechniek volgens Van Dale: de toegepaste wetenschap die zich bezighoudt met het gedrag van grond en rots ten behoeve van het ontwerpen en uitvoeren van gronden kunstwerken. Dit klinkt erg abstract, maar in de praktijk zijn er maar weinig ingenieurs die niet met geotechniek te maken krijgen. Denk maar eens aan de fundering van een weg of gebouw, het aanbrengen van waterdichte schermen bij een bodemsanering of het verplaatsen van grond bij het baggeren of boren van een tunnel. Daarom dus een Afdeling Geotechniek.

Netwerk en Communicatie De Afdeling Geotechniek vormt een netwerk van mensen werkzaam op het vakgebied, mensen die

17


het vak studeren en andere geïnteresseerden. Dit netwerk strekt zich uit over de grenzen van ons land en uit zich in nauwe samenwerking met soortgelijke verenigingen binnen Europa. Jaarlijks organiseert de afdeling tal van activiteiten, waarvan een aantal op Europees niveau in samenwerking met anderen. KIVI NIRIA Geotechniek is tevens founding partner van Geonet, het onafhankelijk platform voor interactief geotechnisch Nederland (www.geonet.nl). Alle leden van KIVI NIRIA Geotechniek kunnen zich gratis abonneren op het vakblad Geotechniek. Geotechniek is een informatief/promotioneel onafhankelijk vakblad dat beoogt, kennis en ervaring uit te wisselen, inzicht te bevorderen en belangstelling voor het gehele, geotechnisch vakgebied te kweken. Het vakblad verschijnt vier maal per jaar (excl. specials).

Activiteiten De Afdeling Geotechiek geeft steun aan wetenschappelijk onderzoek en helpt mee aan de ontwikkeling van diverse cursussen op het vakgebied. Daarnaast organiseert de afdeling de Funderingsdag en de Geotechniekdag en vele excursies, lezingen en s mposia. Ook voor jonge leden is de afdeling actief. Zo levert zij een bijdrage aan de oung Geotechnical Engineers Conference en er is een speciale afstudeerdersmiddag.

Effect installatiemethode van open stalen buispalen op de conusweerstand

Ir. J.A. Jacobse GEO2 Engineering B.V.

Ir. J.H van Dalen Strukton Engineering B.V.

In opdracht van Rijkswaterstaat directie Zeeland is door de combinatie Strukton Civiel Projecten – Rasenberg Infra V.O.F. (KUN57) het wegtracé van de N57 gerealiseerd, tussen Serooskerke en de aansluiting op de A58, in de gemeente Middelburg. Onderdeel van het wegtracé is het aquaduct bij Middelburg (KW31) dat het Kanaal door Walcheren kruist. Het door Strukton Engineering ontworpen aquaduct van ca. 800 m lengte is in een aantal onderdelen te onderscheiden (zie figuur 1): – Open toerit Noord, uitgevoerd met een folieconstructie en groene bermen en taluds; – Open toeritbak Noord, uitgevoerd als U-bakconstructie met beton- en onderwaterbetonvloer en toepassen van permanente dam-/ combiwanden als gronden waterkering, aan zichtzijde voorzien van voorzetwanden; – Gesloten deel onder het kanaal en de omringende dijken, uitgevoerd als zinkelement; – Open toeritbak Zuid, evenals toerit Noord uitgevoerd als U-bak met beton- en onderwaterbetonvloer en permanente dam-/combiwan-

den;Over de open toeritbak Zuid kruisen het verkeersviaduct Kleverskerkseweg (KW32), Spoorviaduct spoorlijn Roosendaal-Vlissingen (KW33) en fietsviaduct Zuid (KW34). Ook deze nieuwe kunstwerken maken alle onderdeel uit van het te maken aquaduct; – Open toerit Zuid, evenals open toerit Noord uitgevoerd met een folieconstructie en groene bermen en taluds. Ten behoeve van de permanente combiwanden van de open toerit is een heien trilproef uitgevoerd waar in het vervolg van dit artikel op in wordt gegaan.

Figuur 1 –

Figuur 2 –

Aanleiding en doel proef De combiwanden van de open toerit van het aquaduct zijn verankerd met groutankers, waarbij maximaal drie ankers per buispaal toegepast zijn. De verticale component van de ankerkrachten dient middels schacht- en puntweerstand van de buispalen opgenomen te worden. Het verticaal draagvermogen van deze buispalen kan berekend worden conform twee Nederlandse

18


normen/richtlijnen. Beide methoden zijn voor wat betreft schachtwrijving gebaseerd op een relatie tussen maximale schuifkracht tussen grond en staal, op basis van de gemeten conusweerstanden: 1) Eurocode 7 (voorheen NEN6743): Op druk belaste palen Deze methode is gebaseerd op de som van buitenschachtwrijving en het minimum van binnenschachtwrijving en de puntweerstand gebaseerd op de conusweerstanden in een bepaald traject (4D-8D). Gebruikelijk is hierbij om voor geheide palen zowel een pluggende als een niet-pluggende paal uit te rekenen en de maatgevende waarde mee te nemen in het ontwerp. Binnen- en buitenschachtwrijving worden berekend op basis van de s – qc methode. In de Eurocode (NEN6743) wordt voor paalschachtwrijving s een waarde van 0,006 voorgeschreven voor de buitenschacht. De binnenschacht is niet specifiek gedefinieerd. In de ontwerppraktijk wordt ofwel de binnenschachtwrijving gelijk gesteld aan de buitenschachtwrijving, ofwel

Samenvatting Het verticaal draagvermogen van open stalen buispalen kan met behulp van twee verschillende ontwerpmethoden bepaald worden. Eén methode (CUR20018) gaat expliciet uit van het heien van buispalen, waarbij hogere draagvermogens verkregen worden dan de methode volgens de Eurocode (EC7). Middels een praktijkproef is bepaald wat de effecten op de conusweerstand

wordt een gereduceerd binnenschachtdraagvermogen in rekening gebracht, bijv. 50% van de buitenschachtwrijving. Dit is verschillend per ingenieursbureau. Deze methode kan worden toegepast als de buizen trillend of heiend op diepte worden gebracht. 2) CUR2001-8: Bearing Capacity of Steel Pipe Piles Deze methode is in grote lijnen geënt op internationaal (veld)onderzoek en aangepast aan de hand van Nederlandse proefbelastingen. De methode kan onder een aantal voorwaarden gebruikt worden, zoals een bepaalde verhouding tussen wanddikte en buisdiameter (t/D) maar ook de voorwaarde dat buizen heiend op diepte worden gebracht. Meestal geeft deze methode hogere verticale draagvermogens dan methode 1) bij eenzelfde paalpuntniveau. De reden hiervoor is dat een bepaalde opspanning van het zand binnen de buis in rekening gebracht die wordt veroorzaakt door het (deels) heiend op diepte brengen van de palen. Door deze opspanning wordt een hogere binnenschachtwrijving berekend dan in geval van methode 1). In dit project is het verticale draagvermogen van de buispalen berekend met methode 2), conform richtlijn CUR2001-8. Dit betekent dat vanuit het ontwerp de eis voortvloeide dat de buispalen de laatste meters heiend op diepte gebracht dienen te worden. Echter, vanuit de uitvoering was de wens dat de buispalen volledig trillend op diepte zouden worden gebracht, in verband met de productiesnelheid. Omdat ontwerpmethode 2) in het geval van het trillend op diepte brengen, volgens het ontwerpteam, niet meer geldig zou zijn en ontwerpmethode 1) veel ongunstigere draagvermogens oplevert, zou met het verticaal draagvermogen van de buispalen onvoldoende zijn met het ontworpen paalpuntniveau. Teneinde te onderzoeken of het trillend installeren van palen inderdaad ongunstiger is dan het heiend op diepte brengen, is besloten een proef uit te voeren, waarbij beide installatiemethoden toegepast worden. Gekozen is om invloed van de installatiewijze van de palen op de conusweer-

zijn rondom én in een buispaal bij twee verschillende installatiemethoden; volledig intrillen of (deels) inheien. Beschreven is hoe de proef is uitgevoerd en tot welke resultaten dit geleid heeft. De conclusie van deze proef is dat er aanzienlijke verschillen zijn in de conus weerstanden bij de twee verschillende installatiemethoden.

stand te onderzoeken, en niet om de palen te proefbelasten. Tevens is deze proef gebruikt om te bepalen met welk heiblok de palen op diepte gebracht konden worden en ook is geanalyseerd wat het effect van heien was op de verzwakte buisdoorsnede ter plaatse van vooraf gebrande gaten voor ankerdoorvoeringen. Op deze laatste beide punten wordt in dit artikel niet nader ingegaan.

Grondopbouw In Tabel 1 is een overzicht gegeven van de grondopbouw ter plaatse van het aquaduct. Zie ook de sondeergrafieken. De ondergrond bestaat over een groot deel (van de hoogte van de buispaal) uit een typische wadzandlaag, waarbij lagen losgepakt zand worden afgewisseld met kleilaagjes, (laag C). In figuur 2 is een foto van een deel van een boormonster van deze laag opgenomen, waarin de gelaagde opbouw duidelijk is te zien. Gezien deze grondopbouw bestaat het risico dat, gedurende het trillend op diepte brengen, de grond in een dusdanig grote zone verweekt dat tijdens installatie van de dam/combiwanden te grote vervormingen ontstaan. Ervaringen bij een ander project in de regio gaven reden om dit risico bij deze bodemopbouw groot in te schatten. Dit risico was reden te meer om onderzoek te doen naar de installatiemethode en de effecten op het wadzand.

Tabel 1 – Grondopbouw t.p.v. aquaduct Van ca. Tot ca. Laag [m NAP] [m NAP]

Grondsoort

+1,8 (mv) 0

I

Antropogeen zand, matig vast

0

-4

A

Klei, siltig met veenlagen

-4

-9

B

Zand, matig fijn, matig vast

-9

-19

C

Zand uiterst siltig, los met veel kleilaagjes (wadzand)

-19

-25

D

Zand, fijn/matig siltig, matig vast met enk. kleilaagjes

-25

-29

E

Zand, grof, vast

Uitvoering trilproef De proef is gestart door een tweetal buispalen trillend te installeren. Twee buispalen (B88 en B89) zijn geheel trillend ingebracht tot paalpuntniveau met behulp van een Müller MS – 200 H, een laagfrequent trilblok, maximale frequentie 30 Hz met een maximale slagkracht van 4000 kN (zie figuur 3 tijdens installatie). Gekozen is voor relatief lange palen uit het project, zodat de totale benodigde trillingsenergie hoog was. Voor de trilproef zijn de volgende buizen toegepast: paal B88 en B89 Ø1067x14,0mm met een lengte van 21,7m een paalpuntniveau van NAP19m. De onderlinge afstand tussen de 2 buispalen per proef is 2,32 m. De afstand tussen de getrilde buis-

19


Figuur 3

palen en de geheide buispalen bedraagt ca. 100 m. Om inzicht te krijgen in de effecten van het trillen op het grondgedrag/de conusweerstand zijn voor, tijdens en na installatie van de palen sonderingen met kleefmeting en waterspanningsmeting uitgevoerd. Omdat het verticaal draagvermogen sterk gerelateerd is aan conusweerstanden (en dichtheid van de grond) in de genoemde methoden is de beoordeling gedaan op basis van sonderingen

Tabel 2 – Uitvoering trilproef

Tabel 3 – Uitvoering heiproef

Tijd [dagen]

Activiteit

Opmerking / locatie

Tijd [dagen]

Activiteit

Opmerking / locatie

1

Sondering T-S1 uitvoeren Paal B88 volledig intrillen Sondering T-S2 uitvoeren Paal B89 volledig intrillen

Voorafgaand aan paalinstallatie

1

Sondering H-S1 uitvoeren Paal B83 trillend installeren tot NAP-14m Paal B83 naheien tot NAP-20m

Voorafgaan aan paalinstallatie

6

Sondering T-S3 uitvoeren Sondering T-S4 uitvoeren Sondering T-S5 uitvoeren

Naast/tussen ingetrilde palen In paal B88 In paal B89

2

Naast ingebracht paal B83

24

Sondering T-S6 uitvoeren

Naast ingetrilde palen

Sondering H-S2 uitvoeren Paal B82 trillend installeren tot NAP-9m Paal B82 naheien tot NAP-20m

9

Sondering H-S3 uitvoeren Sondering H-S4 uitvoeren Sondering H-S5 uitvoeren

Naast/tussen ingetrilde palen In paal B82 In paal B83

Naast ingetrilde paal B88

vooraf, tijdens en na de proef. Enkele van de sonderingen na afloop zijn uitgevoerd binnen de buispaal. De volgorde activiteiten van het proef van de getrilde palen is weergegeven in tabel 2. Zie figuur 4 voor het principe van de sondeerlocaties.

Resultaten trilproef Het resultaat van de sonderingen die gemaakt zijn bij de ingetrilde palen volgens Tabel 2 is weergegeven in de figuren 5, 6 en 7. In deze figuren zijn de gemeten conusweerstand

Figuur 4

Figuur 5

Figuur 6

20


met elkaar vergeleken, elke keer ten opzichte van de initieel uitgevoerde sondering T-S1. In figuur 8 is het resultaat van de kwantitatieve vergelijking van de sonderingen grafisch weergegeven voor de getrilde palen. Hierbij zijn de conusweerstanden van de betreffende sonderingen gedeeld door de conusweerstand van de initiële sondering voor inbrengen. Op de horizontale as is aangegeven welke sondering het betreft (in vergelijking met sondering T-S1) en op de verticale as is de verhouding van conusweerstanden gegeven.

EFFECT INSTALLATIEMETHODE VAN OPEN STALEN BUISPALEN OP DE CONUSWEERSTAND

Onderscheid is gemaakt naar de significante lagen B, C en D waaraan volgens het ontwerp de draagkracht wordt ontleend (zie Tabel 1), gesommeerd over deze drie lagen en tevens voor de hele hoogte van de paal. Hierbij is voor elke sondering bepaald wat de reductie of toename van de conusweerstanden is over een bepaald traject. Uit de kwantitatieve vergelijking van de sonderingen van de trilproef (Figuur 8) is (onder andere) het volgende waar te nemen: – de conusweerstanden reduceren over de buitenzijde van de gehele paal voor alle lagen, maar het meest in laag C; – één week na intrillen is de reductie van de conusweerstand aan de buitenzijde van de paal gemiddeld ca. 45% over de gehele paalhoogte; – na een aantal weken is de conusweerstand weer iets toegenomen en is de reductie van de conusweerstand over de paalhoogte gemiddeld ca. 35% binnen de buispaal is er ook een reductie over alle lagen, en het meest over laag B en C waar een forse reductie optreedt van ca. 75%; – de reductie over de gehele hoogte aan de binnenzijde van de paal is gemiddeld 45%-55%. Niet te zien in de bovenstaande vergelijking, maar wel in de sondeergrafieken (Figuur 7) is dat over

de laatste meter in de buispaal de conusweerstand toeneemt ten opzichte van de oorspronkelijke sondering. De gemiddelde conusweerstanden 1 m boven de punt en 1 m onder de punt zijn bepaald. De conusweerstand neemt toe met 120% en 220% over dit niveau. Een verklaring hiervoor is dat juist onder de paalpunt tijdens het installeren een verdichting plaatsvindt maar dat na een doorgaande trillende passage van de paal de verdichting teniet wordt gedaan.

Uitvoering heiproef Twee weken nadat de trilproef is uitgevoerd zijn een tweetal buizen ingebracht, middels naheien. De afstand tussen de locatie van de heiproef en de trilproef was ca. 100 m. Twee buispalen (B82 en B83) zijn vanaf NAP-9m (paal B82) en NAP-14m (paal B83) heiend ingebracht tot paalpuntniveau met behulp van een hydraulische hamer IHC S70 (maximale energie 70 kNm).Tot de genoemde niveaus zijn deze palen trillend ingebracht, waarna direct (per buis) nageheid is. De gebruikte buispalen zijn: paal B82 en B83, Ø1067x13,6mm, met een lengte van 19,7+3,5m (overlengte i.v.m. PDA-metingen) met een paal-

Figuur 8

Figuur 7

21


puntniveau van NAP-19m (B82) en NAP-20m (B83) Ook hier zijn sonderingen uitgevoerd volgens hetzelfde principe als bij de trilproef. De volgorde van activiteiten van de proef van de geheide palen is weergegeven in Tabel 3. Zie figuur 4 voor het principe van de sondeerlocaties. Alle sonderingen zijn uitgevoerd tot een penetratiediepte van NAP - 30 m uitgevoerd. Aan de sonderingen in de buispaal is als voorwaarde meegegeven dat gestart dient te worden vanuit het middelpunt van de buis met een maximale afwijking van de hartlijn van de buis van 0,5o. Resultaten heiproef Het resultaat van de sonderingen die gemaakt zijn bij de ingeheide palen volgens Tabel 3 is weergegeven in de figuren 9 en 10. In figuur 11 is het resultaat van de kwantitatieve vergelijking van de sonderingen grafisch weergegeven voor de geheide palen. Voor de sondeergrafieken als voor de kwantitatieve vergelijking is hierbij hetzelfde principe gehanteerd zoals beschreven bij de resultaten van de trilproef, waarbij nu alles is vergeleken met de initieel uitgevoerde sondering H-S1. Uit de kwantitatieve vergelijkingen van de sonderingen van de heiproef (figuur 11) is (onder andere) het volgende waar te nemen: – aan de buitenzijde van de paal is geen duidelijke reductie of toename van de conusweerstand te zien. Over de gehele lengte van de paal blijft de gemiddelde conusweerstand gelijk na inbrengen paal. – binnen de buispaal treedt over laag B en C een reductie op van 45% resp. 60%. Een geringere reductie dan bij de geheel ingetrilde paal, daar is het 75%

Figuur 9

Figuur 10

sterkst afgenomen, na een wachttijd van 1 week neemt de conusweerstand weer enigszins toe. Een plausibele verklaring hiervoor is dat een deel van de reductie door wateroverspanning is veroorzaakt; – Voor het beschouwde project leidt trillen in alle gevallen tot een ongunstigere conusweerstand dan heien, ook na een wachtperiode van 3,5 weken; – Na het heien is een forse opspanning in de buis waargenomen nabij de paalvoet. In het geval van trillen is een dergelijk effect ook waargenomen, echter in aanmerkelijk mindere mate en over een veel kleinere hoogte.

Figuur 11

– in laag D vindt een grote toename van de conusweerstand plaats binnen de paal; de conusweerstand na installatie palen is 214%-290% van de oorspronkelijke waarde – vanwege de grote toename van de conusweerstand in laag D is de gemiddelde conusweerstand binnen de paal groter dan initieel. Met een deel van de sonderingen zijn ook de waterspanningen gemeten. Hieruit blijkt dat binnen de buispaal in de wadzandlaag een grote wateroverspanning gemeten wordt. Niet alle metingen zijn echter even betrouwbaar.

Conclusies Op basis van vergelijking van de uitgevoerde sonderingen in relatie tot de inbrengmethode zijn de volgende conclusies getrokken: – In de wadzandlaag is in alle gevallen, zowel bij heien als trillen, een significante afname van de conusweerstand waargenomen. Binnen de buispaal het meest (tot 75% reductie) maar ook buiten de buispaal. Dit effect is het meest waarneembaar bij de getrilde palen. Het vooraf gesignaleerde risico ten aanzien van het gedrag van de wadzandlaag was terecht; – Direct na aanbrengen is de conusweerstand het

22


Op basis van de conclusie uit de sondeergrafiek zijn de volgende afgeleide conclusies getrokken ten aanzien van het verticaal draagvermogen van de palen: – De in CUR2001-8 veronderstelde opspanning tijdens heiend installeren van buispalen is in dit geval inderdaad opgetreden. Toepassing van de rekenregel van CUR2001-8 blijkt in dit geval niet gerechtvaardigd bij het (volledig) trillend installeren van open stalen buispalen – Bij toepassing van de Eurocode (NEN6743) is in rekening brengen van een binnenschachtwrijving die gelijk is aan de buitenschachtwrijving in sommige gevallen te optimistisch. Zoals in dit

EFFECT INSTALLATIEMETHODE VAN OPEN STALEN BUISPALEN OP DE CONUSWEERSTAND

project blijkt, reduceert de conusweerstand van de wadzandlaag binnen de buispaal enorm; Gezien bovenstaande conclusies is de ontwerpeis dat de palen (over de laatste zone) geheid moesten worden gehandhaafd.

Discussie In de proef is het doel bereikt om middels het uitvoeren van sonderingen het verschil tussen de twee ontwerpmethoden te laten zien. Een vraag die open blijft staan is of er mogelijk bij ingetrilde palen ook sprake is van (enige) plugvorming en opspanning aan de punt (eventueel na enige vervorming); wat leidt tot een hoger draagvermogen. De sonderingen in dit project zijn gemaakt bij een niet belaste paal. Mogelijk treedt bij het belasten van de paal alsnog een zekere opspanning op. Echter verwacht wordt dat hiervoor een relatief grote paalvervorming noodzakelijk is, hetgeen niet wenselijk is bij een verankerde buispaal uit een combiwand. Wat ook opmerkelijk is dat in de Eurocode 7 (NEN6743) geen rekening wordt gehouden met het verschil tussen trillend installerend van palen

en het heiend installeren van palen voor fijne zanden. Voor grof zand en grind wordt hier wel een onderscheid in gemaakt door voor open stalen buispalen en kokerprofielen, door voor het trillend installeren van palen een reductie van de conusweerstand van ca. 10% in rekening te brengen. Een ontwerpvoorschrift van Prorail ten aanzien van hulpwerken in de baan (RNL00614) brengt hier wel een verschil in aan, door voor trillend ingebrachte stalen profielen een s = 0,004 toe te passen en bij het heiend ingebrachte stalen profielen een s = 0,006 toe te passen. Als laatste is het ook opvallend dat de CUR2001-8 niet opgenomen is in de Eurocode en dat hier ook geen verwijzing naar is opgenomen. De Eurocode geeft het volgende aan betreffende het verticaal draagvermogen van open stalen buispalen: ‘De draagkracht van een open buispaal moet zijn bepaald door sommatie van de maximumschachtwrijvingskracht op de buiten- en de binnenwand en de maximumdraagkracht van de onderrand van de buis. De in rekening gebrachte waarde van de maximumschachtwrijvingskracht op de binnen-

wand mag de maximale grondmechanische draagkracht van de paalpunt waarbij de grond in de paal een vaste plug vormt, niet overschrijden.’ Tevens zijn specifiek factoren gegeven voor open stalen buispalen. De vraag is hiermee of de Eurocode 7 ruimte laat voor het ontwerpen van het verticale draagvermogen met de CUR2001-8. In geval van toepassing van de ROK (de opvolger van de ROBK) is dit wel duidelijk aangezien hier de CUR2001-8 voorgeschreven wordt voor de bepaling van het verticaal draagvermogen van open stalen buispalen.

Referenties – NEN 9997-1:2011 + C1: Geotechnisch ontwerp van constructies, Deel 1: Algemene regels (Eurocode 7). – Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving, CUR 2001-8: Bearing Capacity of Steel Pipe Piles, Juli 2001 – ProRail, RLN00614, Richtlijn, Eisen m.b.t. de uitvoering en berekening van hulpwerken in de baan versie 02, 16 Augustus 2005, – Rijkswaterstaat, ROK, versie 1.0, RTD 1001:2011, 16 december 2011.

쐌

CUR Bouw & Infra info Onder redactie van Ing. Fred Jonker

Update van de Commissies CUR-commissie ‘Vervormingsgedrag bij funderen op staal’ In het vorige nummer hebben we u gemeld dat voor dit onderwerp recent een nieuwe CUR commissie is gestart, onder voorzitterschap van Annemarije Kooistra (IBA). Het doel is om een richtlijn te ontwikkelen, waarmee een beter onderbouwde keuze kan worden gemaakt ten aanzien van de vraag of funderen op staal in specifieke gevallen mogelijk is. Daarnaast speelt het fenomeen ‘beddingconstante’, die tot nu toe voor allerlei verwarring zorgt tussen de geotechnicus en de constructeur. Mooi is te vermelden dat in deze CUR commissie zowel geotechnici als constructeurs deelnemen. De commissie wil zich bij haar werkzaamheden graag zoveel mogelijk baseren op praktijkervaringen. Niet opnieuw van alles uitzoeken, als er voorbeelden uit de praktijk beschikbaar zijn (zo mogelijk inclusief uitgevoerde metingen). Inmiddels is een aantal praktijkervaringen beschikbaar. Mocht u over praktijkervaringen beschikken, bv. in de vorm van een ontwerprapport, en/of resultaten van uitgevoerde projecten, zo mogelijk inclusief metingen, dan bent u van harte welkom om dat persoonlijk in de vergadering van de CUR commissie te vertellen. Laat het ons weten svp!

Update CUR 198 Kerende constructies in gewapende grond –Taludhelling steiler dan 70º In het vorige nummer is reeds melding gemaakt van een erratum op de huidige versie van CUR 198, te downloaden via www.curbouweninfra.nl Op 25 september 2012 is een groep deskundigen bijeen geweest om de algehele update van het handboek voor te bereiden. Bij die bijeenkomst zijn ongeveer 15 onderwerpen uit het handboek benoemd die verbetering en uitbreiding behoeven. Het voornaamste doel van de update is volledige conformiteit met de Eurocodes te verkrijgen, rekening houdend met de ontwikkelingen in andere Europese landen. Hiertoe zal contact worden onderhouden met de CEN/TC250/SC 7 – EG5 (Reinforced Soil) die onlangs is opgericht. Een tweede belangrijk doel is het zodanig uitbreiden van de beschrijving van het ontwerpproces dat een onervaren constructeur met behulp van het handboek een gedegen ontwerp kan maken zonder daarbij veelvuldig andere documenten nodig te hebben. Mede hiervoor zal een aantal volledig uitgewerkte voorbeeldberekeningen in de

herziene versie worden opgenomen, niet alleen voor de inwendige stabiliteit maar ook voor de uitwendige stabiliteit. Hierbij zullen ook alle partiële factoren worden benoemd en ingevuld. Zoals bekend is de huidige CUR 198, inclusief de errata, voor Rijkswaterstaat en ProRail de voorgeschreven methode voor het ontwerp van dit type beschouwde gewapende grondconstructies, zie respectievelijk Richtlijn Ontwerp Kunstwerken (ROK 1.0, hoofdstuk 10.1) en Ontwerpvoorschrift voor kunstwerken (OVS00030-2, §3.2). Na opstellen van een Plan van Aanpak met bijbehorende begroting is de verwachting dat in april 2013 daadwerkelijk gestart kan worden met de werkzaamheden voor de herziene versie van CUR 198.

Soil mix wanden, handboek ontwerp en uitvoering In de afgelopen periode is hard gewerkt aan de financiering van het te ontwikkelen “Handboek Soil mix wanden – ontwerp en uitvoering”. En met succes, want de financiering is (vrijwel) rond. Op het moment van schrijven van deze kopij wordt de datum geregeld voor de startvergadering van deze nieuwe WTCB/CUR commissie. Doel is om alle beschikbare kennis en ervaring te bundelen. De verwachting is dat het handboek in de 1e helft 2014 beschikbaar komt en dan van toepassing zal worden verklaard in contractdocumenten voor ontwerp en realisatie van soil mix wanden. De commissie is breed samengesteld. Vanuit Nederland is een groot aantal bedrijven en organisaties vertegenwoordigd.

CUR commissie C202 ‘Zwelbelasting op funderingen’ In het april-nummer is gemeld dat er initiatieven zijn ontwikkeld om een breed gedragen en algemeen geaccepteerde ontwerprichtlijn te ontwikkelen. Er lag een voorstel voor de inhoudsopgave en vervolgens is aan de slag gegaan om de financiën bij elkaar te halen. Dat heeft de nodige tijd gekost, en het resultaat is dat op 22 oktober 2012 de nieuwe CUR commissie C202 is gestart, met als doel om eind 2013 een praktisch toepasbare ontwerprichtlijn beschikbaar te hebben. (Op termijn moet dit leiden tot aanpassing van de aanvullende bepalingen voor de berekeningsmethode voor de zwelbelasting op palen en funderingsvloeren als gevolg van zwelling van de grond in Eurocode 7 (NEN 9097-1)).

24


Deelnemende partijen: RWS DI, Grontmij Kwast Consult, Witteveen+Bos, BAM Infraconsult, Volker InfraDesign, Ballast Nedam, Breijn, Deltares, Ingenieursbureau Gemeentewerken Rotterdam, Fugro GeoServices en het COB.

Axiale veerstijfheid van ankerpalen CUR 236 “Ankerpalen” is in november 2011 verschenen. Tijdens de ontwikkeling van dat handboek was onvoldoende tijd en geld om een gedegen en diepgaand onderzoek te doen naar de axiale veerstijfheid van de ankerpalen. Dat heeft ertoe geleid dat de ontwerpregel die nu in CUR 236 staat in de meeste gevallen tamelijk conservatief is, wat kan leiden tot overmatig gebruik van ankerstaal. In sommige gevallen zou de constructeur zelfs kunnen besluiten tot een dikkere onderwaterbetonvloer, of tot een ander “zwaarder”paaltype. Inmiddels is er een voorstel gemaakt om de ontwerpregel in CUR 236 voor de axiale veerstijfheid te verbeteren. Feitelijk kan dit alternatieve rekenmodel voor alle paaltypen worden gebruikt, mits daarvan de rekstijfheid EA en de mobilisatie van de schachtwrijving bekend zijn, maar dat zou geen probleem hoeven te zijn. Hiermee kan dus een wens worden ingevuld om in het verlengde van CUR 2001-4 “Rekenregels voor trekpalen”, die zich nu ‘slechts’ richt op de grondmechanische sterkte, ook het axiale vervormingsgedrag van trekpalen te kunnen beschrijven en bepalen. Goed om te vermelden dat de overkoepelende commissie CUR-Geo dit onderwerp als belangrijk heeft geselecteerd uit een ‘long list’ van onderwerpen.

Heibaarheid Op voorstel van de overkoepelende CUR commissie CUR-Geo willen we een bundeling maken van de bestaande kennis en ervaring op het gebied van heien intrilpredicties. In die bundeling ook aandacht voor een richtlijn, waarin rekenkundige maar ook praktische handvatten worden gegeven voor de beoordeling van de inbrengbaarheid van palen en damwanden (in Nederland en eventueel ook in het buitenland). Het maken van een hei- of intrilpredictie maakt momenteel geen deel uit van de standaard ontwerp praktijk van de geotechnisch ingenieur. De installeerbaarheid van palen en damwanden zijn, gezien de risico’s, wel van belang maar worden vaak buiten beschouwing gelaten. Op dit moment is deze praktische en rekenkun-

CUR Bouw & Infra info

dige kennis wel degelijk in Nederland op hoog niveau aanwezig, maar slechts bij een beperkte groep deskundigen. Daarnaast is een trend waarneembaar, waarin ervaringsdatabases en beoordelingsgrafieken worden opgebouwd waarmee een beoordeling kan worden gemaakt. Op woensdag, 31 oktober 2012 is een pre-adviescommissie gestart om een plan van aanpak te maken voor het ‘Handboek heibaarheid’ (inclusief een begroting en een financieringsplan).

Begaanbaarheid van bouwterreinen In 2004 is verschenen CUR-publicatie 2004-1 “Beoordelingssysteem voor de begaanbaarheid van bouwterreinen”. Een uitgave die is ontwikkeld in samenwerking met CROW en de Stichting Arbouw. Het was een eerste aanzet om te komen tot een praktisch handvat bij het beantwoorden van de steeds terugkerende vraag of de bouwput voldoende draagvermogen heeft voor mens en machine om veilig en verantwoord te kunnen werken. In de praktijk bleek het gebruik van het beoordelingssysteem echter nog niet zo eenvoudig en te weinig praktisch. Bij het selecteren van de meeste belangrijke onderwerpen heeft de overkoepelende CUR commissie CUR-Geo eind 2012 geadviseerd om dit onderwerp op te pakken en te komen tot een meer

praktische tool. Op het moment van schrijven van deze kopij is een pre-adviescommissie bezig om een plan van aanpak te schrijven, inclusief een begroting en een financieringplan.

Meerpalen en remmingwerken (Dolphins) In Nederland staat een groot aantal meerpalen en remmingwerken. Vaak in of onderaan een talud, en altijd in gelaagde grond. Het zijn meestal palen met grote diameters en wanddikten, die een grote kostenpost betekenen. Met name voor D&C-projecten is het dus van belang om goede richtlijnen te hebben voor ontwerp en berekening van deze palen. De bestaande richtlijnen leiden tot aanzienlijke verschillen in uitkomsten. De ontwerpfilosofie is in deze richtlijnen onvolledig, de klassieke rekenmethoden zijn achterhaald en afstemming op de Eurocode is hard nodig. Ontwerpers zoeken in de concurrentiestrijd de ondergrens van wat nog nèt verdedigbaar is en de toetsers hebben onvoldoende houvast om de ontwerpen te beoordelen en eventueel af te wijzen. De toetsende instanties hebben bovendien vaak onvoldoende specialisme in huis op dit gebied. Daarbij aangetekend dat het in de praktijk voorkomt dat een aannemer in een D&C contract al stalen buizen heeft besteld en dat het ingediende

25


ontwerp daarna door de toetsende instantie wordt afgekeurd, met alle financiële en planningstechnische consequenties ervan. Inmiddels staat een nieuwe CUR commissie in de startblokken om een ontwerprichtlijn te ontwikkelen. De commissie is breed samengesteld (RWS, Havenbedrijven, Ingenieursbureaus, aannemers).

Meer weten, of bent u geïnteresseerd deel te nemen in één van bovenstaande activiteiten: [email protected]

Deel III in de kleine serie: Wat kunnen wij nu nog van Keverling Buisman leren

Ervaringen met aanleg van autowegen in de Provincie Zuid-Holland: Abtswoude, de weg die er nooit kwam Inleiding Eén van de plaatsen waar de aanleg van nieuwe wegen veel problemen opleverde was de omgeving van Gouda. In de Krimpenerwaard, aan de zuidzijde van Gouda, werd geëxperimenteerd met doorpersen, met de aanleg van wegen op een rijzen bed en tenslotte met wegen gefundeerd op houten palen (1). Een overzicht van de verschillende aanleg methoden en de indeling in drie hoofdgroepen geeft Reinierse in (2). Hij maakt onderscheid in: 1. methoden waarbij de slappe lagen geheel of gedeeltelijk worden verwijderd en vervangen door materiaal van de aarden baan 2. methoden waarbij de slappe lagen onder de druk van de opgebrachte belasting samendrukken 3. methoden waarbij de slappe lagen niet worden belast, maar waarbij de druk, uitgeoefend door het verkeerdragende element, door palen op een onderliggende zandlaag wordt overgebracht

waard, destijds de s30 en nu de N210. De weg wordt beschreven door Van de Griendt en Klok in (4). Deze weg op houten palen is onlangs (november 2011) vervangen door een weg op een paalmatras. Het was echter niet de enige weg in de polders ten zuiden en ten oosten van Gouda die op houten palen is aangelegd. Andere provinciale wegen waarvan zeker is dat ze op houten palen zijn gebouwd, zijn: – een 500 m lang gedeelte in de rondweg Haastrecht; – een 300 m lang gedeelte in de weg PapendrechtMeerkerk, grenzend aan de Smoutjesvliet, – een 500 m lang gedeelte in Goudriaan, bij de brug over de Dwarsgang, beschreven door Mathle-

ir. J. Heemstra Medewerker Deltares, belast met het toegankelijker maken van het geoarchief

ner in (5). Of deze lijst werkelijk volledig is, valt niet of nauwelijks meer na te gaan. Ook ten noorden van Gouda zijn voor de Tweede Wereldoorlog provinciale wegen op houten paalfunderingen aangelegd. Het betreft in elk geval: – een 750 m lang gedeelte tussen de Biezenweg en de Groeneweg in Boskoop; – een 500 m lang gedeelte in Hazerswoude Van een aantal van deze wegen is de fundering inmiddels wel vernieuwd.

Rijksweg 3 Rijksweg 3 had Amsterdam en Rotterdam moeten verbinden dwars door het Groene Hart. Later is er nog een verlenging van Rotterdam tot Dordrecht bij gepland. De aanleg van RW 3 stond in de

Een aantal ervaringen wordt gegeven door Royer in (3). De bekendste weg op houten palen is de Centrale Ontsluitingsweg van de Krimpener-

Figuur 1 – Bericht Tijdschrift Wegen, 1 juni 1939

Figuur 2 – Tracé provinciale weg den Haag West – Delft - Schiedam met ten zuiden van Delft het deel dat er nooit kwam. In rood de locaties van de met het oog op een paalfundering uitgevoerde diepsonderingen.

26


Samenvatting Waarom is het groene hart van Nederland zo groen? Grondmechanica heeft er alles mee te maken! In de jaren ‘30 van de twintigste eeuw versnelde Nederland. Het waren de jaren van de doorbraak van de verbrandingsmotor, met als gevolg de behoefte aan goede wegen in de randstad.

jaren'30 wel op het programma, maar het hoeft geen verbazing te wekken dat het Rijk aarzelde met de grote uitgaven voor de aanleg van deze weg.

De slappe Nederlandse ondergrond leende zich echter niet overal goed voor de aanleg van een strakke aarden baan. Professor Keverling Buisman, die in 1934 het Laboratorium voor Grondmechanica had opgericht, moest de weg wijzen.

oorlog al klaar en er is zelfs al grondonderzoek uitgevoerd. Bij Schiphol was de ondergrond echter een stuk minder problematisch.

Proefvak s15 Het toenmalige LGM heeft het nodige onderzoek met het oog op de aanleg ervan uitgevoerd. Daaruit bleek dat het lastig zou gaan worden. In die tijd kende men nog geen verticale drainage, en voor de aanleg van een weg op een zeer grootschalige grondverbetering deinsde men terug vanwege de hoge kosten. Met grondverbeteringen, van beperkte dikte, had men niet zo goede ervaringen. Eerst werd toen maar RW4 (nu de A44) aangelegd, van Den Haag naar Amsterdam via Wassenaar, en later RW4a (nu de A4) van den Haag naar Amsterdam via Leiderdorp. De ondergrond daar was wat beter. In combinatie met RW13 (nu de A13) was er dan toch een goede verbinding tussen Amsterdam en Rotterdam.

Bij de aanleg van alle genoemde wegen heeft het proefvak Stolwijk als vergelijkingsmateriaal een zeer grote rol gespeeld. Er is echter nog een plaats waar de ervaringen met de aanleg van een weg in zeer slappe ondergrond er mede toe hebben geleid dat daar in de jaren dertig geen grote autoweg

In de oorlog, kort daarna en in de tijd van de bestedingsbeperking stonden de plannen met RW3 op een laag pitje, maar in de jaren '60 kwam het idee toch weer uit de kast. De aarden baan door Amsterdam Buitenveldert werd met een aantal viaducten zelfs al gebouwd. Toen kwam in 1972 de oliecrisis. De aanleg van RW3 werd gestopt, de meeste viaducten zijn inmiddels gesloopt. Op het tracé zijn woningen en bedrijfsgebouwen verschenen. Wie heel goed kijkt herkent in Amstelveen in de N522 (burgemeester Boersweg) nog het viaduct, dat bestemd was voor het klaverblad A3/ A9. Nu een enorm viaduct voor een onbenullig weggetje, maar staat er nog wel. De toeleidende wegen van dit klaverblad zijn nog maar pas afgesloten en afgegraven. Ook de A20 tussen Gouda en Rotterdam is eigenlijk een stukje RW3. Tenslotte is er nog de oostelijke rondweg rond Dordrecht N3. Dat wegnummer is voor een N-weg ongewoon laag, maar het had dan ook oorspronkelijk autoweg A3 moeten worden.

is aangelegd. In die jaren is men begonnen met de aanleg van de provinciale weg s15 tussen Rijswijk en Delft. Die weg had moeten doorlopen naar Schiedam en lag precies tussen het tracé van de geprojecteerde rijksweg A4 door Midden Delfland en dat van de spoorlijn Delft – Schiedam. Ook hier is een proefvak aangelegd. Met het oog op de plannen tot het verbinden van de A4 achter Delft met het tracé van de Beneluxtunnel in Schiedam en met de plannen de spoorlijn tussen Delft en Schiedam ooit nog eens viersporig te maken valt

Figuur 3 – Kwaliteitscijfers provinciale weg s15.

Het is niet overdreven te stellen dat de hoge kosten voor de aanleg van een weg tengevolge van de zeer slappe ondergrond ertoe geleid hebben dat het Groene Hart nu nog steeds zo groen is. De plannen voor de aanleg van een centraal vliegveld in het groene gebied bij Bodegraven lagen voor de

Figuur 4 – Boringen en zettingsgetallen.

27


Figuur 5 – Begin doorpersing.

Figuur 6 – Onregelmatig breken van de laag.

Figuur 7 – ‘Breken’ van de toplaag om doorpersing onder controle te houden.

er ook nu nog iets van op te steken. In de archieven van Deltares GeoEngineering bevindt zich een uniek verhaal met de foto’s van de afschuivingen die hier optraden bij de aanleg van de weg, de grondslag voor het besluit om over te gaan op heien en het uiteindelijke stilleggen van het werk. In de begintijd van de grondmechanica probeerde men de kwaliteit van de ondergrond aan de hand van een cijfer aan te duiden. Naarmate de gemiddelde sondeerweerstand over de slappe lagen hoger was, was de kwaliteit beter. Naarmate het slappe lagen pakket dikker was, was de kwaliteit van de grond slechter. De verhouding sondeerweerstand gedeeld door dikte was dan ook bepalend voor het kwaliteitscijfer van Keverling Buisman. Als referentie gebruikte men het op een rijzen bed gefundeerde proefvak van Stolwijk. Was het kwaliteitscijfer beter dan dat van het proefvak in Stolwijk, dan was de vraag of een rijzen bed eigenlijk wel nodig was. Was het kwaliteitscijfer slechter, dan werd er gedacht aan een fundering op palen. Keverling Buisman noemt voor het proefvak Stolwijk kwaliteitscijfers van 0,16 (1/6 gedeelte) tot 0,2 (5/6 gedeelte) (6). Welk onderzoek er voor de s15 precies is uitgevoerd is niet meer helemaal in detail te achterhalen, maar gewoonlijk maakte men in die tijd voor

Figuur 8 – Werkende naar de doorpersing toe.

een wegontwerp sondeerprofielen op basis van handsonderingen en boringen. Bekend is in elk geval dat er voor dit werk in 1938 14 boringen zijn uitgevoerd. Op de boormonsters werd een groot aantal samendrukkingsproeven uitgevoerd. De grondslag bestond uit een slappe lagen pakket bestaand uit klei en veenlagen tot circa NAP – 11 m, gevolgd door een matig vaste zandlaag tot NAP – 16 m, daarna opnieuw een kleilaag tot NAP – 19 m en vervolgens het vaste zand. De kwaliteitscijfers van het slappelagenpakket voor het tracé van de s15 zijn gegeven in figuur 3. “wij zien, dat het kwaliteitscijfer, na een aanvankelijk snelle afname, tusschen de profielen 5 en 43 om de waarde 0,2 schommelt, terwijl vervolgens een neiging tot geleidelijke afname van dat cijfer tot 0,07 bestaat, welke waarde ter plaatse van de profielen 62 en 63 wordt bereikt; tenslotte blijkt het kwaliteitscijfer wederom te stijgen, waarna het in hoofdzaak tusschen 0,1 en 0,2 blijft” (7). Niet alleen het kwaliteitscijfer werd bepaald, ook het zettingsgetal. Het zettingsgetal is de som van de reciproke waarden van de sondeerweerstand in

28


kg/cm2, gedeeld door het aantal waarnemingen per m’ sondeerdiepte, en vermenigvuldigd met een materiaalconstante . Een groot zettingsgetal betekent grote zettingen. Op grond van de overweging dat de slappe lagen hier in hoofdzaak uit klei, veen en spierklei bestaan en rekening houdende met de uitkomsten van het proefvak Stolwijk werd hier gekozen voor een waarde van 0,75. In het advies van het Laboratorium voor Grondmechanica van maart 1938 wordt er voor gewaarschuwd dat een doorpersing zich wel eens “beduidend dieper zal kunnen ontwikkelen” dan door de Provincie werd verondersteld. Daarnaast wordt opgemerkt dat bij de doorgeperste weg “de omzichtigheid in verband met de kans op dichtpersing van sloten en ontreddering van de bestaanden weg geboden is.” Het was al bekend dat Keverling Buisman niet erg enthousiast was over een dergelijke oplossing getuige zijn uitspraak: het wel toegepaste doorpersen van zandlichamen is zeer kostbaar, doch geeft niet eens een eersterangs oplossing, daar onder en vooral naast het weglichaam de samenpersingen

WAT KUNNEN WIJ NU NOG VAN KEVERLING BUISMAN LEREN

Figuur 10 – Aansluiting van het gedeelte met een cunet op het gedeelte op een doorpersing.

Figuur 9 – Cunet kan niet op maat worden gegraven.

blijven voortduren, waardoor de wegschouders blijven zetten. Helaas, maar al te snel zou dan ook blijken dat de aanleg van een grote weg in Midden Delfland op basis van alleen veld- en laboratoriumonderzoek bitter zou tegenvallen. Hoe het besluit tot stand gekomen is, valt niet meer te achterhalen, maar voordat men de hele weg ging maken werd eerst een proefvak (“proefwerk” noemde men het destijds) aangelegd. Begonnen werd met de aanleg van een 260 m lang proefvak. 130 m daarvan werd aangelegd als doorpersing. Toen er circa 2,5 m ophoging was aangebracht, trad de verwachte doorpersing hier ook inderdaad op (figuur 5 en 6). De oppersing had echter niet de beoogde regelmatige afmetingen, men probeerde dat bij te sturen door in de bovenlaag greppels te graven zodat de bovenlaag in een meer regelmatige vorm zou breken. Na het maken van de doorpersing probeerde men het gedeelte op een grondverbetering aan te leggen. Daarbij werd begonnen bij het punt het verst van de doorpersing verwijderd en gewerkt in de richting van het doorgeperste gedeelte. “...Omdat de doorpersing dieper was gegaan dan was verwacht, zou worden geprobeerd het cunet ook dieper te maken. Al snel bleek echter dat dit wegens de grondgesteldheid onmogelijk was en dat zelfs de oorspronkelijk in het bestek voorgeschreven ontgraving niet kon worden gerealiseerd, zodat met een minder grote ontgraving genoegen moest worden genomen” (8). Onmiddellijk na het ontgraven werd zand aangebracht. Men was enigszins verrast dat dit wel goed ging, zij het dan dat de zandaanvulling toch nog bezweek toen men aangekomen was vlakbij de aanvankelijke doorpersing, waar de grondslag iets slechter was dan aan het andere eind van het cunetgedeelte. Daar ging het dan ook meteen wel goed fout, getuige het volgende relaas, afkomstig uit de dezelfde brief:

“Het graven van het cunet en het aanvullen van zand tegen de doorpersing bracht de laatste opnieuw in beweging, met gevolg dat geleidelijk aan het grootste deel van het cunetgedeelte nu ging zakken, niet alleen verticaal, maar ook horizontaal, in oostelijke richting namelijk, waar de nieuw gegraven wegsloot de weerstand aan die zijde had verkleind tegenover de westzijde, met de op iets grotere afstand gelegen “oude” wegsloot. De nieuwe wegsloot is vrij snel “dichtgeschoven”, in allerijl werd getracht de oostwaartse verschuiving in een westwaartse te veranderen, althans tot staan te brengen, maar het is niet gelukt. Daartoe waren wederom maatregelen van “groter formaat” nodig, namelijk meer zand. En meer ontgraving aan de westzijde, om het cunetgedeelte in “doorpersing” om te zetten. De bestekshoeveelheden waren echter uitgeput, in verband waarmee de order kwam: “zo afwerken – làter voltooien” en daarmee het eind van dit cunet experiment.” Een deel van de aarden baan is uiteindelijk op palen aangelegd, daarop ligt nu het best in slappe grond gefundeerde fietspad van Nederland, het Broertjespad in het gehucht Abtswoude. De breedte van de duiker over de Mandjeskade vormt ook nu nog een zichtbaar restje van de nooit aangelegde autoweg. Wat doen we in onze tijd anders dan zeventig jaar geleden? We hebben veel meer oog voor de ontwikkeling van de waterspanningen en we maken veelvuldig gebruik van technieken om die waterspanningen zoveel mogelijk te beperken. Toch schuift er ook nu nog wel eens een ophoging af en is het begeleiden van ophogingen aan de hand van het meten van waterspanningen alleen niet altijd zaligmakend.

Conclusie Keverling Buisman wist het al: een experimenteel ontwerp op nog nauwelijks bekend terrein, alleen op basis van onderzoek op kleine schaal in veld

29


en laboratorium, kan voor zeer dure verrassingen zorgen. Zijn “proefwerk” op ware grootte kostte weliswaar veel meer geld dan het onderzoek op kleine schaal, maar leverde uiteindelijk nog veel meer op, omdat daarmee “onbegonnen werk” kon worden voorkomen.

Eerdere delen van deze serie 1. De betekenis van klassieke matrassen in de wegenbouw voor de paalmatras van vandaag, Geokunst april 2008. 2. 75 jaar samendrukking in het veen, Geotechniek aanuari 2012.

Literatuur (1) N.N. Onze dure Provinciale wegen, onderheide en drijvende wegconstructie, Rondom de Giessen 3 feb. 1939. (2) Reinierse, ir. C.J. Wegenaanleg in slappe terreinen, Wegen 19e jaargang deel 1 en 2 van 1 en 16 jan. 1943, 3 en 4 van 1 en 16 feb. 1943 en 5 en 6 van 1 en 16 maart 1943. (3) Royer, Ir. J.A. Aanleg van wegen in slappe terreinen, Wegen 24e jaargang april 1950. (4) Griendt, C.J.L. van de en Klok De weg op palen in de Krimpenerwaard, Polytechnisch Tijdschrift, vakgedeelte B 1951. (5) Mathlener, D. De Provinciale wegen in de Alblasserwaard, Wegen 14e jaargang p. 456 e.v. 1938. (6) Brief van prof.Ir.A.S. Keverling Buisman aan de Heer Hoofdingenieur van Provincialen Waterstaat van Zuid Holland d.d. 15 maart 1937, archief Deltares dossier CO-60(0). (7) Verslag van het onderzoek betreffende de verbetering van den Provincialen weg No. 15 westelijk Delft – Schiedam, Laboratorium voor Grondmechanica opdracht CO-246(0), maart 1938. (8) Brief van de Technisch Hoofdambtenaar aan de heer Eerstaanwezige Ingenieur van den Provincialen Waterstaat van Zuid-Holland d.d. 22 juni 1939, archief Deltares dossier CO‑246(0). 쎲

The Magic of Geotechnics

Trots op Geotechniek

Figuur 1 – Trots op Maastricht.

Deze rubriek heeft al vaker het belang van goede verhalen over ons vakgebied naar voren gebracht. Een interview in het vorige nummer van Geotechniek ‘We moeten beter laten zien wat we kunnen’ benadrukt het nog eens: “Projecten halen alleen de krant als het mis gaat, zodat het lijkt alsof wij grote dommeriken zijn. Moeilijke projecten die goed gaan zijn geen nieuws.” Maar wat is een goed verhaal? Over hoe een evenwichtige communicatie met plussen en minnen eruit kan zien. In het vorige nummer van Geotechniek benadrukte Jan Maertens, grand old man van de Belgische geotechniek, nog eens het belang van goede verhalen over ons vakgebied. Minder bescheidenheid zou ons passen, vond hij1. Op die boodschap is in deze rubriek al vaker getamboereerd, en in het kader van GeoForum is een jaar of vijf geleden ook begonnen aan een canon van succesverhalen2. Nu is het bezwaar van een canon dat hij de neiging heeft alleen maar juichende verhalen neer te zetten en zichzelf daarmee ongeloofwaardig te maken. Alles rozengeur en manenschijn, dat gelooft niemand. De canon van GeoForum is dan ook een mix van succesverhalen en gemiste kansen, een eufemisme voor ‘wat er misging’. Met daarbij voortdurend aandacht voor de moeilijkheidsgraad van ons vakgebied, het brede publiek is zich daar-

van niet zo bewust. Niks geen dommeriken dus, ook niet als het eens niet helemaal volgens het boekje gaat. Hoe je een evenwichtige communicatie met een mix van goed en potentieel slecht nieuws kunt maken wordt onderzocht in het GeoCommunicatieproject van GeoImpuls. Het vraagstuk was daar hoe de risicocommunicatie bij grote geotechnische projecten beter georganiseerd kan worden. Bij risicocommunicatie ligt de nadruk bijna vanzelf op wat er mis kan gaan. Het Geocommunicatieproject werkt vanuit de gedachte dat benadrukken van positieve resultaten een belangrijk structureel onderdeel van de communicatie is. Samen met bouwers, politici, publiek en ondernemers het beeld ontwikkelen dat we met elkaar iets moois, iets geweldigs aan het maken zijn. Misschien iets minder in het oog springend dan de Stormvloedkering in de Oosterschelde, maar minstens zo geweldig: 10, 20 of 30 meter diep de grond in in een dichtbebouwde stad: Amsterdam, Den Haag, Delft, Maastricht. Er kan altijd wat mis gaan, en er gaat soms wat mis, daar moeten we ook reëel in zijn. Het GeoImpuls communicatieproject heeft er de metafoor van het geotechnisch stoplicht voor

30


Dr. Jurjen van Deen Deltares

geïntroduceerd met de drie kleuren rood, oranje en groen. Rood staat voor calamiteiten die tot elke prijs te vermijden zijn, zoals het Keulense Historisches Archiv dat in zijn geheel de naastgelegen bouwput in schoof. Oranje zijn de incidenten die waarschijnlijk wel zullen optreden maar geen grote gevolgen hebben en te repareren zijn: een verzakking in de weg, een scheur in een gebouw, tijdelijk water in de kelder. En dan hebben we groen voor de technisch knappe oplossingen, voor indrukwekkende constructies, voor interessante weetjes over de ondergrond. De groene onderwerpen dragen bij aan het creëren van een reputatiematras, een concept van Alex Sheerazi, hoofd communicatie van de NoordZuidlijn3. De reputatiematras is een metafoor voor de buffer van vertrouwen die geleidelijk opgebouwd wordt door continu over het project te communiceren, over de voortgang, de te verwachten overlast, de resultaten, de prognoses – en niet alleen een persbericht bij negatieve gebeurtenissen. Eventuele tegenvallers kunnen een deuk slaan in de matras maar als deze dik genoeg is komt het vertrouwen ook relatief snel weer terug. Aansluiten aan de emoties, de cultuur en de taal van de omgeving helpen daarbij een gezamenlijk gevoel van trots te ontwikkelen. Een kop in de Volkskrant in 2010 “Man, ik ben hier in een puddingbroodje aan het boren” is er een mooi voorbeeld van.4 Het begint er natuurlijk mee te voorkomen dat er zaken erg misgaan – het rode stoplicht. Maar dat betekent niet: risicomijdend gedrag. Maertens in het aangehaalde interview zegt letterlijk: “Ik ben niet bang om een beetje risico te nemen. ... Ik ben er heilig van overtuigd dat [daar nooit schade uit voortvloeide] juist doordat er grote risico’s waren, want daardoor lette iedereen dubbel goed op.” De Observational Method is van die benadering de structurele uitwerking. Risico’s zijn niet erg als je ze maar in de gaten hebt. Ook in de communicatie schept het meer vertrouwen naar de omgeving als je laat blijken dat je de risico’s in de gaten hebt dan als je beweert dat er geen risico’s zijn (bij een diepe bouwput pal voor je voordeur), en ook

The Magic of Geotechnics daar bewijst de Observational Method dus goede diensten. En als er dan toch iets misgaat – mits niet al te dramatisch – dan zorgt het reputatiematras voor een relatief zachte landing.

aanleg toen al voorbij was. De put is inmiddels (grotendeels) gedempt en er ligt nu een plan(!) om er woningen en een eenlaags parkeergarage te bouwen.

Deze benadering van de communicatie is een rationeel verhaal. Maar communicatie is maar zeer te dele een rationeel proces, een publieke mening is niet per definitie rationeel en de dynamiek van een publieke opinie al helemaal niet. De geest is uit de fles, heet dat dan. Vaak spelen andere belangen of meningen over andere issues een rol. Remco de Boer constateert recent in zijn column ‘de Spiegel’5 dat een mening over de veiligheid van kerncentrales vaak in verkapte vorm het standpunt ‘voor of tegen kernenergie’ weergeeft. Hetzelfde gebeurde rond 2005 aan de Zuidsingel in Middelburg. Bij de bouwput voor een theater en parkeergarage ontstonden verzakkingen en de bouwput heeft jaren als een groot zwembad midden in de stad opengelegen. Tegenstanders van het theater maakten van de gelegenheid gebruik om de discussie of het theater überhaupt op die plaats moest komen weer op de agenda te plaatsen, met als uiteindelijk resultaat dat het theater is afgeblazen – hoewel het riskante deel van de

Draagt positieve communicatie nu ook bij aan het vermijden van faalkosten in de geotechniek? Of is het alleen ter meerdere eer en glorie van ons eigen vakgebied? Wanneer er ergens iets goed mis gaat zijn er een aantal meerkosten: herstel van de directe schade in de omgeving, schade van de aannemer zelf en de kosten van de nieuwe wijze van uitvoering (maar die laatste hadden toch genomen moeten worden). Daarnaast en vaak veel omvangrijker: de schade van de vertraging door het compleet stilleggen van het proces, en last but not least de overcompensatie in de herstel- en preventiemaatregelen. De schrik zit er bij politici en publiek na een stevig incident zodanig in dat – onder tijdsdruk en de angst dat het nog eens gebeurt – een veel degelijkere en dus duurdere oplossing wordt gekozen dan eigenlijk nodig is. Wanneer dat voorkomen wordt doordat in dat stadium de emoties wat getemperd zijn door de positieve onderlaag van het reputatiematras is er

Figuur 2 - © ALEX SHEERAZI

veel gewonnen. En vooral daarom is het goed niet te bescheiden te zijn.

Noten 1 Geotechniek 16 (2012) nr 4, p 20. 2 www.geonet.nl/geoforum kopje Successen en

gemiste kansen. 3 Geotechniek 15 (2011) nr 5, p 32. 4 Geotechniek 14 (2010) nr 4, p 22. 5 De Ingenieur, 19 oktober 2012.

쎲

Vraag & Antwoord

Grondmechanica en funderingstechniek (CGF1) Vraagstuk A Gegeven is een constructie op staal te funderen. Gezien de krachtswerking komt een fundering op stroken in aanmerking. Verder kan gezien de belastingen en de bestemming de constructie worden geplaatst in RC1. In figuur 1 is een doorsnede gegeven van een te ontwerpen strokenfundering en de bodemgesteldheid met de karakteristieke-/representatieve eigenschappen van de grondlagen. De grondwaterstand bevindt zich maaiveld -0,8 m. Onder bepaalde belastingcondities is het mogelijk dat op de fundering naast een axiale kracht ook een moment kan optreden.

Vragen A1. Bereken de invloedsdiepte ze en invloedsbreedte ae van de fundering, uitgaande van een aanlegbreedte b = 1,0 m, geen horizontale belasting of moment en een equivalente hoek van inwendige wrijving van φ'gem;d = 30º. A2. Bereken de werkelijke rekenwaarde van de hoek van inwendige wrijving over de in a) berekende invloedsdiepte rekeninghoudend met de laagdikten zoals aangegeven. Als a) niet is berekend mag worden uitgegaan van ze = 1,5 m. A3. Bereken de gedraineerde draagkracht van de fundering in UGT, waarbij enkel de verticale belasting aanwezig is. Hierbij mag worden uitgegaan van een gemiddelde rekenwaarde van effectieve hoek van inwendige wrijving φ’d gelijk aan 30º en effectief volumiek gewicht γ’ = 10 kN/m3 over de lagen binnen de invloedsdiepte van bovengenoemde fundering. Verder mogen de factoren sc = sq = sγ = 1,0 worden aangehou-

den. Voor de draagkrachtfactoren kunnen onderstaande waarden worden gebruikt. φ’d = 30,0 / Nc = 30 / Nq = 18 / Nγ’= 20 A4. Bereken de meewerkende / effectieve breedte b’ indien naast de axiale verticale belasting ook nog een 5 moment op de fundering moet wordt uitgeoefend bij een breedte b = 1,0 m. A5. Welke invloed heeft de hoogte / niveau van de grondwaterstand op de draagkracht en licht dit toe?

Vraagstuk B Gegeven is een sondering, zie figuur 3. B1. Gevraagd wordt aan de hand van de sondeergrafiek een laagindeling te maken tussen NAP 2 m en 5 NAP – 22 m. De grondwaterstand ligt op NAP -3 m. Geef alleen lagen met een minimale laagdikte 0,5 m. B2. Geef volgens Tabel 2b van NEN 9997-1 of de vergelijkbare Tabel 1 van NEN 6740 de volgende parameters voor de verschillende lagen: verzadigd volumiek gewicht γsat, effectieve hoek van inwendige wrijving φ’, effectieve cohesie c’ en ongedraineerde schuifsterkte cu. Gegeven is een duiker met dwarsafmeting 3,5 x 5 m, lengte > 100 m (zie figuur 2). Eén van de mechanismen, die moet worden getoetst, is opdrijven bij een leegstaande duiker (mechanisme UPL). Gezien de stijfheid van de duiker betreft het een globaal mechanisme. Het eigen gewicht van de duiker bedraagt 200 kN/m’. Weerstand tegen opdrijven wordt geleverd door een moot grond boven de duiker. Ter vereenvoudiging mag deze moot grond als een

Figuur 1

34


verticale kolom met breedte van de duiker worden verondersteld, waarbij de wrijving langs de kolom wordt verwaarloosd. De grondslag bestaat uit een kleilaag met waterstand gelijk aan maaiveld. Op 6 m beneden maaiveld bevindt zich een ondoorlatende laag van basisveen, waaronder zich het pleistocene zand bevindt. In het pleistocene zand bevindt zich een peilbuis met een karakteristieke stijghoogte op 1,5 m boven maaiveld. Op de kleilaag boven de duiker zijn in totaal 21 bepalingen van het verzadigd volumiek gewicht uitgevoerd met de volgende resultaten: Aantal proeven

Gemeten verzadigd volumiek gewicht ȍsat [kN/m3]

6 4 2 6 3

14,5 15,0 15,5 16,0 16,5

B3. Bepaal het gemiddelde verzadigd volumiek gewicht en de standaard afwijking binnen de steekproef. 5 B4. Bepaal de karakteristieke waarde van het verzadigd volumiek gewicht van de kleilaag. Wanneer u vraag B3 niet heeft beantwoord, mag hierbij worden uitgegaan van een γsat;gem van 15,4 kN/m3, waarna de procedure uit 2.4.5 van NEN 9997-1 of 8.7 van NEN 6740 kan worden gehanteerd. B5. Controleer het mechanisme opdrijven (UPL). Voldoet de constructie?

Diepte in m - MV

Representatieve grondeigenschappen gamma phi' effectieve in kN/m3 in gr. cohesie in kPa

Laag 1 0.80

Zand, matig vast

18.0

32.50

0.0

Laag 2 1.50

Zand, zeer vast

20.0

35.00

0.0

Laag 3 4.00

Zand, matig vast

20.0

32.50

0.0

Vraag & Antwoord Vraagstuk C Voor de bouw van een ondergrondse fietsparkeerkelder in een stedelijke omgeving is vanwege de grondgesteldheid, de grondwatersituatie en de aanlegdiepte gekozen voor een droge uitvoering binnen een gesloten bouwkuip. De verticale damwanden belemmeren de horizontale toestroming van grondwater. Voorts beperken de in de ondergrond aanwezige slecht doorlatende veen- en kleilagen de verticale toestroming van grondwater naar de bouwkuip. De fietsparkeerkelder is 100 m lang en 80 m breed en wordt op palen gefundeerd. Het voorlopig ontwerp gaat uit van een eenlaags parkeerkelder, waarvoor een droge ontgraving nodig is tot NAP –6 m. Daarbij wordt ervan uitgegaan dat dit mogelijk is met toepassing van een beperkte spanningsbemaling, waarbij de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket wordt verlaagd tot NAP -4,5 m. Het definitieve ontwerp gaat uit van een tweelaags parkeerkelder, waarvoor een droge ontgraving nodig is tot NAP – 10 m. Overwogen wordt om ook hiervoor een spanningsbemaling toe te passen.

en NAP –2,5 m. De stijghoogte van het spanningswater is gemiddeld NAP –2,1 m. De lage en hoge karakteristieke waarden zijn respectievelijk NAP – 2,8 m en NAP –1,5 m. De kD-waarde van het eerste watervoerende zandpakket bedraagt 900 m2/dag en de hydraulische weerstand van de deklaag 2.500 dagen. De gevraagde berekeningen mogen zowel volgens NEN 6740 als NEN 9997-1 worden uitgevoerd. Voor het geval u die nodig heeft, zijn in tabel 2 enkele waarden voor de Bessel-functie gegeven. Vragen C1. Bereken het benodigde onttrekkingsdebiet voor het voorlopig ontwerp. C2. Indien u voor het definitieve ontwerp het evenwicht van de bouwputbodem verzorgt met een spanningsbemaling, tot welk niveau moet de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket dan worden verlaagd? C3. Bereken het benodigde onttrekkingsdebiet voor het definitieve ontwerp. C4. Het bij vraag 3 berekende debiet veroorzaakt een grote stijghoogteverlaging in de omgeving. Noem ten minste twee nadelige gevolgen van

Voor dit project zijn diverse sonderingen en een enkele boring uitgevoerd. Het grondonderzoek is, zoals gebruikelijk, voorafgaande aan de werkzaamheden uitgevoerd. Het maaiveldniveau bevond zich toen gemiddeld op NAP –0,5 m. De grondlagenopbouw onder de bouwkuipbodem (voorlopig ontwerp) kan worden geschematiseerd volgens tabel 1. Het freatische grondwaterniveau bevindt zich gemiddeld op NAP –3,5 m. De lage en hoge karakteristieke waarden zijn respectievelijk NAP –4,5 m

Tabel 1 - Grondlagenopbouw onder de bouwkuipbodem (voorlopig ontwerp) Laag Grondsoort Bovenkant laag Lage kar. waarde [m t.o.v. NAP] volumegewicht [kN/m3] 1 2 3 4 5

Veen Klei Veen Zand Ondoorlatende laag

-6 -9 -16 -17 -35

10 14 10 18/20 (droog/nat) -

Tabel 2 - K0-waarden als functie van r/λ r/λ 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,15 0,20 K0 4,72 4,03 3,62 3,34 3,11 2,93 2,78 2,65 2,53 2,43 2,03 1,75

Figuur 3

35


de stijghoogteverlaging in de omgeving en leg uit waarom daaruit schade kan ontstaan. C5. Noem ten minste twee alternatieven voor de bouwmethode met een spanningsbemaling en de voor- en nadelen daarvan.

Antwoorden: zie pagina 36-37.

Figuur 2

Antwoorden Vraag & Antwoord

Antwoorden vraagstuk A a) Voor een rekenwaarde van ᒌ'gem;d = 300 bedraagt de waarde volgens de in de norm NEN

ᒌ' = 35 0 ᒌ' = 32,50 Laag 1

ᒌ'd = arctan(tan (350) / 1,15) = 31,30 > ᒌ'd = arctan(tan(32,50) / 1,15) = 29,00 Dikte 0,7 m ᒌ'd = 31,30 >

x1 = 1,5 – 0,5 * 0,7 = 1,15 m Laag 2

De invloedsdiepte is derhalve

x2 = 1,5 – 0,7 - 0,5 * 0,8 = 0,4 m

Dikte 1,5 - 0,7 = 0,8 m

ᒌ'd = 29,00

1,6 * b’ = 1,6 * 1,0 = 1,6 m terwijl de invloedsbreedte 4,2 * b’ = 4,2 * 1,0 = 4,2 m.

De gemiddelde rekenwaarde van de effectieve hoek van inwendige wrijving ᒌ'gem;d bedraagt

b) De gemiddelde waarde voor de effectieve

hoek van inwendige wrijving ᒌ'gem;d dient te

dan met de bovenstaande formule:

ᒌ'gem;d = 30,60.

worden berekend met het gewogen gemiddelde volgens onderstaande methode en schematisatie.

De rekenwaarde van de gedraineerde draagkracht voor een strook bedraagt dan

9997-1 gegeven grafieken voor respectievelijk 1,6 en 4,2 voor H/V=0.

ȍ'd = 20/1,1 - 10 = 18,1 - 10 = 8,1 kN/m3.

c) De rekenwaarde van de gedraineerde draagkracht voor een strook kan worden bepaald met de volgende formule: Rd = b' × (c'gem;d × Nc × sc × ic + Ȝ 'v;z;d ×

Nq × sq × iq + 0,5 x ȍ'gem;d× b' × Nȍ × sȍ × iȍ’)

voor een strookbreedte van b’ = 1,0 m Rd = b’ x ( Ȝ 'v;z;d x Nq x sq x iq + 0,5 xȍ'gem;d x b' x Nȍ x sȍ x iȍ ' ) = 1,0 x (4,9 x 16 x 1,0 x 1,0 + 0,5 x 8,1 x 1,0 x 20 x 1,0 x 1,0) = 78,4 + 81 = 159,4 kN/m’ d) Als gevolg van het moment dient in de berekening een extra excentriciteit e in rekening te worden gebracht. De effectieve breedte b’ bedraagt dan 2 x de kleinste afstand tot de rand van de strook. De excentriciteit wordt verkregen door horizontale verschuiving van de verticale belasting. Deze kan worden berekend met

De eerste term vervalt, aangezien c'gem;d = 0.

de formule:

De maatgevende verticale effectieve spanning

is en M het optredend moment.

naast de fundering op z = – 0,8 m bedraagt bij de kleinste gronddekking van 0,3 m:

Ȝ 'v;z;rep = 0,3 .18 = 5,4 kN/m2

Na toepassen van ȍm;g = 1,1 bedraagt de

e = (Vd /Md ), waarin V de verticale belasting

De excentriciteit bedraagt dan: e = 20 / 150 = 0,13 m. De effectieve breedte b’ is derhalve (b’/2 – e) x 2 = 0,74 m.

rekenwaarde: e) De hoogte / niveau van de grondwaterstand 5,4 Ȝ 'v;z;rep = (___ ) = 4,9 kN/m2 De rekenwaarde van de effectieve hoek van inwendige wrijving ᒌ''d dient te worden bere-

kend met een materiaalfactor van ȍᒌ' = 1,15

met de formule:

ᒌ'd = atan(tan ᒌ') / ȍᒌ' In de opgave zijn voor de betreffende lagen de volgende waarden aangegeven:

1,1

beïnvloedt het niveau van de effectieve spanningen in de ondergrond. Bij een lagere grond-

Voor een laag onder de grondwaterstand

waterstand zal het effectief gewicht van de

wordt de rekenwaarde van het effectief vol-

grondlagen wijzigen zodat de verticale span-

umiek gewicht ȍ'd berekend met ȍ'm;g = 1,1

ning naast de strook zal toenemen en indien

(gunstig) volgens:

de grondwaterstand onder het aanlegniveau

ȍsat;rep ȍw;d ȍ'j;d = ________ ȍm;g -

binnen de invloedsdiepte zich bevindt tevens

Voor laag 2 en 3 bedraagt de rekenwaarde van

het effectief volumiek gewicht. Door beide effecten zal de draagkracht van de fundering toenemen.

het effectief volumiek gewicht

Antwoorden vraagstuk B

s = 0,75 kN/m3 Variatie-coefficient v = 0,75 / 15,4 = 0,049 0,05 4. De karakteristieke waarde bedraagt:

3. Het aantal waarnemingen n = 21 De gemiddelde waarde van het volumiek gewicht bedraagt:

ȍsat_gem = ᚖȍ/n = (6*14,5 + 4*15,0 + 2*15,5 + 6*16,0 + 3*16,5)/21 = 15,40 kN/m3

dictaat –> n = 21 –> p = 20 –> t = 1,72

ȍsat_kar = ȍsat_gem – t * s * (1/n) = 15,4 – 1,72 *

0,75 * (1/21) = 15,1 kN/m3 6740, tabel 1 en 2)

Variatiecoëfficiënt voor volumiek gewicht is

mechanisme):

0,05, aantal proeven n > 10 ) 2 ] / (n-1) }

{ [ ( 6*(15,4–14,5)2 + 4*(15,4-15)2 + 2*(15,5-

15,4)2 + 6*(16-15,4)2 + 3*(16,5–15,4)2]/20}

Eigen gewicht van de grond: 5 * 5 * 14,9 = 373 kN of 5 * 5 * 15,1 = 378 kN/m’ Totaal gewicht (stabiliserend): Gst = 200 + 373 kN = 573 kN/m’

óf (volgens NEN 9997-1, tabel 2b en 2c of NEN

De standaard afwijking bedraagt (globaal

s=

(waterdruk): Gdst = 100 kPa * 5 m = 500 kN/m’ Eigen gewicht van de duiker: 200 kN/m’

1. en 2. zie tabel.

s = { [ ᚖ(ȍsat_gem - ȍ i

5. Aandrijvende belasting onder de duiker

Zn;v (of Rn;v) = 0,97

ȍsat_kar= Zn;v * ȍsat_gem ȍsat_kar = 0,97 * 15,4 = 14,9 kN/m3

36


Mechanisme UPL: 1,0×Gdst 0,9×Gstb Toetsing: 1,0 * 500 kN/m’ 0,9 * 573 kN/m’ = 516 kN/m’ Constructie voldoet voor het mechanisme!

Antwoorden Vraag & Antwoord

Bovenzijde laag [m NAP]

Grondsoort

Verzadigd volumiek gewicht

Effectieve cohesie

Ongedraineerde schuifsterkte

[kN/m3]

Hoek van inwendige wrijving ᒌ’ [graden]

c’ [kPa]

cu [kPa]

17

17,5

2

50

ȍsat

-2,2

Uitgedroogde klei, schoon, matig vast

-3,0

Klei organisch, matig vast

15

15

0

25

-4,3

Veen, matig vast

12

15

2,5

20

-6,5

Klei, schoon, slap

14

17,5

0

25

-8,7

Veen, matig vast

12

15

2,5

20

-9,3

Klei, organisch, matig vast

15

15

0

25

-9,8

Klei met zandlaagjes

18

27,5

0

0

-13,2

Zand, los gepakt

19

30

0

-

-16,5

(Basis)Veen

12

15

2,5

20

-17,6

Klei, schoon, matig vast

17

17,5

5

50

-18,7

Zand, matig vast

20

32,5

0

-

-22,2

Einddiepte

-

-

-

-

De stijghoogte in het eerste watervoerende

5. Er kan aan de volgende alternatieven worden

pakket zal derhalve met 4 m verder moeten

gedacht:

1. Voor de fietsparkeerkelder dient te worden

worden verlaagd, d.w.z. tot ongeveer NAP

- toepassing van onderwaterbeton,

bemalen tot NAP –4,5 m. De stijghoogte in het

-8,5 m. De totale verlaging is dan 6,4 m.

- toepassing van diepwanden tot in de

Antwoorden vraagstuk C

ondoorlatende laag op NAP –35 m.

zandpakket bedraagt gemiddeld NAP – 2,1 m. De vereiste verlaging bedraagt derhalve 2,4 m.

3. Het bemalingsdebiet zal met een factor

Er wordt van uitgegaan dat deze verlaging voor

6,4/2,4 toenemen tot Q = 427 m3/u.

Toepassing van onderwaterbeton vraagt een diepere (natte) ontgraving vanwege het maken

de gehele bouwkuip geldt. Voor het berekenen van het bemalingsdebiet kan gebruik worden

4. Stijghoogteverlaging in de omgeving kan

van de onderwaterbeton waarop de constructie-

gemaakt van de formule van De Glee:

leiden tot:

vloer wordt gemaakt. Bovendien vereist het

- zettingen van het maaiveld

slibvrij maken van de bouwkuipbodem (tussen de

- zettingen van of schade aan belendende

vooraf geïnstalleerde funderingspalen) veel zorg.

ᒌ = (Q/2πkD) K0(r/λ), ofwel: Q = 2πkDᒌ / K0(r/λ)

bebouwing

r = straal van de bouwput = √ 8000/π = circa 50 m λ = √ 2500 . 900 = 1500 m

heid om droog te ontgraven, maar is erg kostDe stijghoogteverlaging leidt tot een vergroting

→ K0(r/λ) = K0(50/1500) = K0(0,033) = 3,54

van de verticale effectieve spanning in de grond

Q = 2π . 900 . 2,4 / 3,54 = 3834 m3/dag =

en daardoor tot zettingen. Bebouwing met een

160 m3/u.

fundering op staal zal met het maaiveld meezakken. Indien deze zakking ongelijkmatig is, kan dit

Vanwege de rechthoekige vorm van de bouwkuip

tot schade aan de bebouwing leiden.

(die is geschematiseerd als een ronde bouwkuip) zal het onttrekkingsdebiet in werkelijkheid wat

Bij kwetsbare bebouwing met een fundering op

groter zijn dan 160 m3/u.

palen kan de zetting van de grond leiden tot zakking van de paalfundering. Dit hangt samen met

2. Het verlies aan neerwaartse belasting als

het fenomeen negatieve kleef: door de wrijving

gevolg van het verlies aan gewicht van de grond-

tussen grond en paal zakt de paal gedeeltelijk

lagen tussen NAP –6 m en NAP –10 m bedraagt:

mee met de zakkende grond. Deze problematiek speelt vooral bij gebouwen die op houten palen

3 m (veen) x 10 kN/m3 x 0,9 =

27 kN/m2

zijn gefundeerd en voor 1940 zijn gebouwd. Ook

1 m (klei) x 14 kN/m3 x 0,9 =

13 kN/m2 _________

bij een fundering op palen kan ongelijkmatige

40 kN/m2

Toepassing van diepwanden geeft de mogelijk-

zakking tot schade aan de bebouwing leiden.

37


baar.

Gesignaleerd

De Nederlandse brug AUTEUR

UITGAVE DETAILS

PRIJS

Elisabeth van Blankenstein, Jan van den Hoonaard, Frans Remery en Pieter Spits THOTH Gebonden, 208 pagina’s, met 255 kleurillustraties, ISBN 978-90-6868-597-8 € 34,50

Nederland telt duizenden bruggen. Een brug die wij op een bepaalde locatie zien is daar vaak niet de eerste: sommige blijken al een lange geschiedenis achter de rug te hebben en over illustere voorgangers te beschikken. Als ‘voorouders’ van de huidige bruggen, schetsen zulke bruggen een beeld van de tijd en van de ontwikkelingen in de bruggenbouw.

39


In De Nederlandse brug worden veertig markante bruggen gepresenteerd waarmee wij in het dagelijks leven worden geconfronteerd: van stoere bruggen over de grote rivieren, charmante kleine bruggetjes over verstilde grachten tot indrukwekkende spoor- en verkeersbruggen. Er wordt aandacht besteed aan de opmerkelijke aspecten van deze bruggen. Die kunnen te maken hebben met de historische betekenis van de brug, de vormgeving en landschappelijke inpassing, de monumentenstatus of de bouwwijze. Deze rijk geïllustreerde uitgave brengt op heldere wijze de geschiedenis van de bruggenbouw in Nederland in beeld: van de Sint Servaasburg in Maastricht, de Magere Brug in Amsterdam tot de nieuwe Hanzeboog over de IJssel bij Zwolle (foto). De Nederlandse brug is een onmisbare aanwinst voor iedereen met belangstelling voor de constructie en architectuur van bruggen. 쎲

Relevant risk factors associated with the construction of excavated tunnel crosspassages in soft soils

I. Chivatá Cárdenas*

J. IM Halman*

S. SH Al-Jibouri*

W. van de Linde BV Kanaalkruising Sluiskil

*Department of Construction Management and Engineering Faculty of Engineering Technology, University of Twente, The Netherlands

F. Kaalberg Witteveen + Bos

Modelling

Figure 1 – Abbreviated risk model for construction of cross-passages in soft soils in bored tunnels.

Introduction Although risk control is a key step in risk management of construction projects, very often risk measures used are based merely on personal judgements rather than analysis of comprehensive information relating to a specific risk. An alternative approach to risk control might be developing models to represent interactions between risk factors and carrying out analysis to identify critical factors on which risk measures ought to be focus. This undertaking is by no means straightforward due to a number of constraints and challenges. An important constraint is probabilistic input data on risk factors is rarely available. Such information is little measured and documented in construction projects and if such information exists it is difficult to use due to its unique nature.

vironment and therefore its risks are continuously evolving. New risks have to be continually identified and analysed. The project risks should thus be continuously assessed and modelled throughout the project.

This is particularly true for underground construction projects. Tunnel risks are consequences of interactions of site- and project- specific factors. Large variation and uncertainty in ground conditions as well as project singularities usually raise particular risk factors and very specific potential impacts. Under these circumstances the use of, for instance, averaged statistics from past experiences is of little significance (Muir Wood, 2000). A further challenge is a construction project, its en-

Bles et al. (2003) were the first to demonstrate the application of BBNs for representing underground construction risks while Sousa (2010) had demonstrated the application of Bayesian Networks (BNs) for tunnelling. With a different approach, using only hard data, Sousa developed a geologic prediction model. Dynamic BNs were also used by Spacková and Straub (2011) to model the excavation performance of a road tunnel built using the New Austrian Tunnelling Method.

To cope with these difficulties expert judgement is necessarily deployed to bridge the gaps in the available probabilistic data and such information can be encoded into Bayesian Belief Networks (BBNs). Furthermore, customized BBNs could be updated to reflect enhanced information as new risk-related information becomes available in a project. The advantages and limitations of BBNs are discussed in Liu et al. (2002) and Chivata Cardenas et al. (2012a).

40


The BBN approach is essentially a framework for modelling the relationships between variables, and for capturing the uncertainty in the dependencies between these variables using conditional probabilities (van der Gaag, 1996). The probability of a value of a factor in the BBN occurring is determined by the occurrence of change in other interrelated factors (Onisko et al., 2001). In this way, unknown probabilities for a factor in a BNN can be calculated or revised from existing information of interrelated factors. The inference mechanism used in a BBN is the Bayes theorem which makes it possible to compute the probability of an effect on any variable from the probability of a given cause. BBNs can be used to construct models composed of scenarios based on a set of known possible risk factors associated with the risks being analysed. These possible scenarios must be structured as a set of mutually exclusive and collectively exhaustive elements to which a probability distribution can be attributed. Probability estimates are elicited from experts by means of a structured method which is specified to minimise bias in the estimates provided. Such method is described in Chivata Cardenas et al. (2012a). The BBNs provide reliability and probabilistic consistency to both the judgments and the information available, as well as, facilitate risk analysis in developing further risk-related knowledge. Such BBNs-based risk analysis not only contributes to delivering a comprehensive understanding of the risks involved, it also yields information on opportunities to control specific risks. In a BBN, the interrelationships between variables are expressed graphically in the form of diagrams. Variables are represented by nodes. Diagram

Summary This paper reports on an investigation of risk factors associated with the construction of excavated tunnel cross-passages in soft soils. The investigation focused on excavations where freezing technologies are used to provide temporary support. The relevant risk factors and their associated probabilistic data were gathered from elicitation of experts. A ranking of the most important factors was

obtained for an on-going project: Sluiskil tunnel in the Netherlands. This was made possible by modelling the risk factors using Bayesian Belief Networks. Based on the modelling results the project has increased its awareness of the relevant risk factors in the construction of cross- passages and further optimized the associated mitigation measures.

nodes that have interdependencies are connected by arcs, whereas independent nodes are not connected. The direction attached to an arc reflects the direction of causal influence, which might be indicated by an expert, or determined from data. In figure 1, the components of a model for the risk factors involved in the construction of crosspassages in soft soils are displayed. The model was developed earlier with the support of more than six experts involved in on-going or past underground construction projects, such as bored tunnels and deep shaft excavations, in the Netherlands. The experts all had a minimum of ten years of tunnelling experience. Further details on how the models were developed are described in Chivata Cardenas et al., (2012a, b).

Figure 2a – Ranking of most relevant factors and their impact on the occurrence of cross-passages excavation deformation at the case study project.

According to the experts consulted, more than fifty risk factors were identified as relevant to the excavation of tunnelling cross-passages. The model included issues limited to soft soils similar to Dutch ground conditions. Dutch ground conditions are characterised by saturated, low stiffness sandy soils with medium-fine size particles and a high groundwater table. The developed risk model refers only to bored cross-passages using ground freezing technologies in combination with outer struts protecting the main tunnel tubes as the temporal support and concrete linings cast in situ as the definitive support. Two major eventsscenarios (ovals) were identified: water inflow into the excavation and excessive soil deformation. Both scenarios might trigger the collapse of the excavation. These two scenarios share common causes such as faults in the excavation process, design, monitoring and testing mistakes and are affected by variables related to ground conditions (the boxes in figure 1). The developed model is only composed of risk factors whose failure states involve either events exceeding an undesirable threshold, or conditions becoming unfavourable. The detailed model is available from Chivata Cardenas et al. (2012b)

Model validation Models can be validated by testing how they behave when analysing well-known scenarios. This option is challenging in this study because infor-

Figure 2b – Ranking of most relevant factors and their impact on the occurrence of water inflow into cross-passages excavation at the case study project

41


mation on well-known scenarios is not available. The use of information from historical failures is constrained by the fact the only partial information is available, making validation unreliable and impracticable. Therefore, to verify the models’ reliability, different evaluations have been employed as explained below.

the variables in the model and provide conditional probability estimates. The relationships within the networks were intensively reviewed, and this can be seen as an internal validation of the model. Few divergences arose among the experts on the existence of some relationships and their impact was investigated.

To ensure that the probability estimates reliably represent expert knowledge, a discrepancy analysis was conducted. Discrepancy analysis aims to identify those pieces of data where the experts’ assessments differ the most. These data should be reviewed to see if there are avoidable causes of the discrepancy (Cooke and Goossens, 2000) or for the purpose of adopting values based on established confidence bands (Ayyub, 2001). In our case, discrepancy analysis provided information on which pieces of information were suitable for incorporation in the model, which needed to be revisited by its provider, and which had to be retained for further analysis to assess the effect of epistemic uncertainties. Discrepant judgments are associated with epistemic uncertainties allowing the views of various experts to differ (Paté-Cornell, 1996). One reason why diversity in judgments can arise is that experts have different experiences regarding the failure events under consideration (Adams, 2006).

After this validation process, any remaining bias data were investigated by computing entropy and mutual information measures. Entropy, H(x), is commonly used to evaluate the uncertainty, or randomness, of a probability distribution and can be estimated for a distribution P(x) as follows:

In addition, model’s structure was reviewed by various experts during the elicitation sessions. By considering the diagrams depicting the risks being studied, each expert consulted had the opportunity to review the relationships amongst

H(X) = - Σx€XP(x)logP(x)

(3)

The effect of one variable on another was measured by means of the mutual information, MI, measure: MI(X|Y) = H (X) – H(X|Y)

(4)

where H(X|Y) is the entropy measure of the conditional distribution of X with a given Y. Once MI was estimated for a given variable X, and if it was concluded that X was a critical variable because it had a high value of MI, the data associated with this variable were reviewed with the experts in order to be rejected or maintained for further analysis to assess the effect of epistemic uncertainties. If the MI is low, then it is assumed that the elicitation process had adequately represented the expert’s knowledge. This analysis

Figure 3 – Fragment of the model for the particular ground conditions and project features in the case study project.

42


is described in more detail in Woodberry et al. (2005).

Model evaluation The model development process has been described in the previous section. Capturing and representing risk-related information in the model required a careful process of data collection, depuration, and refinement. All this knowledge integration effort has a specific reason which is to provide information that supports risk management decisions; more specifically, supportive information to derive appropriate risk mediation measures. Appropriate measures are those that successfully either avoid or mitigate a risk, or respond satisfactorily to the materialized risks given constrained resources. In principle, and as part of a cause-reduction approach to risk management, these measures should act upon those dominant risk factors that most affect the occurrence of a given risk. This section provides a brief description of the approach adopted in this study to analyse the risk model based on Bayesian Networks in order to identify these relevant risk factors but first an evaluation of the model’s capability of providing such information is described. The literature provides a number of methods to determine critical variables from multidimensional phenomena, as are the risks under study, to allow risk reduction measures to be identified. Ansten and Vaurio (1992) and Aven and Nøkland (2010) provide guidance on this matter. To offer an insight on the appropriateness of the approach adopted in this study; a comparison is made between two standards approaches to identify critical variables (i.e. likelihood and input-output correlation measures) and the proposed approach. The likelihood measure is a measure used to rank factors according to their probability of occurrence. Using such a measure, factors with a high probability are regarded as the most critical. The alternative standard measure is based on the correlation between input variables (i.e. risk factors) and the output (i.e. failure event). The variable with the highest influence on the output variable in a model is ranked as the most important component and so on. For the proposed approach, a risk factor is regarded as more critical in a model when it has the ability to affect to a higher degree a target variable uncertainty (i.e. failure event), relative to others. In the field of ground-related construction projects, the latter approach is seen as more convenient since this measure conveys information about uncertainty in risks characterisation which is the most common phenomenon in this kind of projects.


Table I - Ranking of risk factors according to likelihood, correlation, and Borgonovo’s measures for the target risk “Excessive deformation of cross-passages excavation” Target risk: Excessive deformation of cross-passages excavation

ȎI

Directly related risk factors

Likelihood Correlation

Insufficient frozen soil watertightness during freezing up/maintenance

0,500 (3)

0,600 (5)

0,138 (2)

Incomplete frozen body

0,571 (2)

0,800 (2)

0,112 (3)

Insufficient frozen soil strength/stiffness during freezing up/maintenance

0,667 (1)

0,818 (1)

0,213 (1)

Insufficient prestressing of strutting system

0,667 (1)

0,714 (4)

0,036 (4)

Excessive freezing period

0,667 (1)

0,545 (6)

Insufficient strength/ stiffness of shotcrete

0,667 (1)

0,800 (2)

Excessive disturbance of the ground

0,571 (2)

0,750 (3)

For the evaluation of the model, trial information (gathered earlier in this research and different from the case study data) was used to rank risk factors for both likelihood and input-output correlation approaches and was directly elicited from experts. With the uncertainty measure, the proposed approach, the analysis needs to be based on a sensitivity analysis. Saltelli (2002) defines sensitivity analysis as the determination of how uncertainty in the output of a model can be apportioned to different sources of uncertainty in the model’s inputs. Sensitivity analysis can be used to screen a large set of candidate variables and identify those which could significantly contribute to the output uncertainty. In this way, the analysis provides guidance on identifying the critical risk factors. In our study, Borgonovo's measure is used as a sensitivity indicator. This is an alternative approach that examines the global response of a model’s output by looking at the whole output distribution changes while assessing the influence of uncertainty (Borgonovo, 2006). Borgonovo’s measure was tested and reported in Borgonovo (2006) and in Borgonovo et al. (2011). Table I summarizes the results obtained from the computation of likelihood, input-output correlation, and Borgonovo’s, δl, importance measures for a set of risk factors directly related to one the main risk scenarios associated with the construction of cross-passages: “Excessive deformation of cross-passages excavation”. The numbers in parentheses indicate the relative positions of the risk factors based on the estimated values of the measures: the larger the indicator, the more important a variable. The indicators reflect

Table II - Ranking of risk factors according to Borgonovo’s measure for ‘Excessive deformation of cross-passages excavation’ for different levels of uncertainty Input information set Target risk: Excessive deformation of crossDerived Only values Most passages excavation distribution indicated favoured from expert by experts probability estimates value Directly related risk factors ȎI ȎI ȎI Insufficient frozen soil watertightness during freezing up/maintenance

0,138 (2)

0,089 (4)

0,071 (4)

0,112 (3) 0,213 (1)

0,155 (1) 0,153 (2)

0,170 (1) 0,120 (3)

0,036 (4)

0,120 (3)

0,152 (2)

0,035 (5)

Incomplete frozen body Insufficient frozen soil strength/stiffness during freezing up/maintenance Insufficient prestressing of strutting system

0,019 (7)

Excessive freezing period

0,035 (5)

0,057 (5)

0,063 (5)

0,019 (7)

0,011 (7)

0,012 (6)

0,026 (6)

Insufficient strength/ stiffness of shotcrete Excessive disturbance of the ground

0,026 (6)

0,016 (6)

0,006 (7)

importance of all the variables, and then identify the key contributing variables, thus providing guidance on potential remediation measures. In the case of δI measure, the indicators reflect the relative importance. Similar computations can be performed for any variable or sets of variables in the network in order to assess the effects of combinations of risk remediation measures for other targeted risks factors selected. It is noticed, that using Borgonovo’s measure, in Table I the “Insufficient frozen soil strength/stiffness during freezing up/maintenance” event is the source of uncertainty that most affects excessive deformation of cross-passages excavation risk, and that the “Insufficient strength/stiffness of shotcrete” event is the least contributing factor. There are also significant differences in the rankings provided by the various measures. For instance, the δ1 uncertainty measure ranks “Insufficient strength/stiffness of shotcrete” as the least important event whereas the likelihood measure puts such an event in first place. As expected, each importance measure provides different ranks and this is because each importance measure relies on different criteria associated with the decisionmakers preferences. These facts indicate that using merely a single measure to decide on the allocation of resources to control the risk under consideration likely misinform decision making. A more comprehensive approach might be to use the measures all together. If Borgonovo’s importance measure is used in combination with Bayesian Belief Networks it is possible to generate a ranking on the basis of the combination of the relative frequency, influence and contribution of

43


each risk factor on the occurrence and uncertainty of the potential failure event under analysis. To investigate the impact of divergent expert estimates (caused by epistemic uncertainty) incorporated into the model on its performance, three levels of uncertainty were analysed. Accordingly, three different sets of probabilistic information were employed as experimental data for each input variable in the model (gathered earlier in this research and different from the case study data). For the first level of uncertainty assessment, full distributions derived from the whole set of experts estimates were used as input information. For the second level of the uncertainty assessment, input information only consisted of the values indicated by the experts. For the third level of uncertainty, the model was run using only the probability value most frequently chosen by the experts. The results of the analysis of the impact divergent expert estimates (robustness analysis) are displayed in Table II. Table II shows that changing the information sets of input variables with different degrees of uncertainty can lead to different results. The third level of uncertainty (the right-hand column) corresponds to a condition with little uncertainty which is probably unrealistic for a real project. The first and second levels of uncertainty are both more realistic and conservative situations and could more sensibly be used to guide the allocation of resources in order to control risks. The results in Table II are encouraging in terms of model robustness since the outcomes differ little between the first two levels of uncertainty. At

change of evidence against) of the occurrence of each of the major failures under study that occurs due to successively setting in place controls on the ranked factors from the less important variables towards the more important ones. This is achieved by successively removing variables from the model, starting with the least important one, such that, once a variable is removed, the change in the proportion of evidence against the failure event under analysis can be observed in the output distribution. This procedure can be viewed as an evaluation of different potentially relevant models. If n is the number of variables in the basic model, n-1 different models are run and evaluated. In this way a practitioner can observe the impact of the mitigations. More significant however is, that along these curves, it is possible to identify substantial shifts and their associated variables. This helps identify the most effective opportunities to reduce the probability of failure. For the case of excessive deformation of excavation (Figure 2a) significant reductions of chance can be obtained for the 8 best ranked risk factors but the mitigation of risk factors such as ‘insufficient frozen soil strength/stiffness (3)’, ‘insufficient strutting system strength/stiffness (4)’, ‘suboptimal design (frozen ground thickness) (5)’; substantially contributes to the reduction of chance of excessive deformation of excavation. With this information specialists at the project might decide to focus their resources to attend primarily these risk factors.

Figure 4 – The Sluiskil tunnel project: Preparation works at an access ramp.

this stage, it has been verified the ability of the developed model to provide reliable information, therefore, the model is suitable for application

Identification of relevant risk factors associated with cross-connections excavation at Sluilkiltunnel project The analysis of the model is intended to obtain different indicators that inform on the relative effect of the risk factors associated with the construction of tunnel cross-passages. By determining those factors that increase most the chance of occurrence of events such as water inflow or excessive deformation of the excavation a project manager increases his understanding of risks and this information can support the planning of control actions. To determine the relative importance of major risks associated with the construction of tunnel cross-passages at Sluiskiltunnel project, the Bayesian Network model was used in combination with Borgonovo’s measure-based analysis. The necessary data was directly gathered from the

case study project by a method reported in Chivata Cardenas et al., (2012a). As output of the analysis described in the previous section tornado graphs were developed and are shown in figure 2a and 2b. In the tornado graphs the numbers at the upper horizontal axis indicates the estimated value of the Borgonovo’s importance measure. A relative higher value of Borgonovo’s importance measure implies that an increase in the value of the risk variable will have an increase in the output uncertainty. If this measure is relatively low for a factor, such factor will result in a lower contribution of uncertainty in the output. In the tornado graphs risk factors are ordered according to importance measure value. In figure 2a and 2b the items with asterisks are the project specific risk factors incorporated into the model. In figures 2a-b, a curve is added to indicate the change of probability (measured in terms of

44


The specialists can further use the graph in figure 2a and the fragment of the developed model in figure 3, to determine, for instance, how to efficiently reduce the chance of an insufficient frozen soil strength/stiffness (3) event. In the model the risk best ranked factors directly associated with insufficient frozen soil strength/stiffness (3) are respectively ‘suboptimal designfrozen ground thickness (5)’, ‘strength variation not detected by temperature monitoring (9)’, ‘unexpected ground water salt concentration’ (10) and ‘flow/seepage of water through soil’ (14). Equivalent information can be drawn for the event of water inflow into the excavation in figure 2b. In addition, by means of a questionnaire addressed to the four experts involved in the case study project the value added by the analysis conducted was further assessed. According to the results of a questionnaire using a 5-point scale, the experts fully agreed in that the developed Bayesian Belief Networks-based risk model provide valuable information to assess risks in tunneling projects (score 4.0). Unanimously, the added value of the use of tornado graphs was also highly valued as means to set priorities of risk management


measures (score 4.0). The added value to the process of risk management and the balance between the time needed to apply the BBN-based risk model and the expected output were scored within the interval 3 to 5. Conversely, there was high disagreement in relation to the models’ added value to the traditional risk registers: the scores range from 2 to 5. The models’ added value for risk identification was scored from 3 to 4. One expert indicated that in terms of risk identification, the use of models will be more helpful to less experienced professionals. It is worth mentioning that information provided by the model can be analysed together with other criteria, such as the cost of the risk measures or the controllability of risk factors enabling better informed decision making. Likewise, note that the above analysis results only hold for the case study project under scrutiny and correspond to the current state of knowledge at the project. In other words, the model was enabled to yield information to risk management on a case-by-case basis while considering the project specific settings and available knowledge at a point in time.

Conclusion This paper has reported on risk factors associated with the construction of cross-passages in soft soils using freezing technologies. By modelling such factors a ranking of the most relevant ones for the case study project were obtained. The modelling process consisted of using scarce historical data in combination with expert judgement to characterise the risk factors. Expert judgement is used to augment available probabilistic riskrelated information which is encoded into a Bayesian Belief Network. Bayesian Belief Network powered critical factors to be determined while providing reliability to probability estimates provided by the experts. The paper has shown how critical factors can be derived from the developed model on a case-by-case basis. This constitutes a novel contribution to the standard practice in construction which merely uses simplistic methods or judgement to set priorities. Borgonovo’s measure proved to be a suitable measure for determining relevant risk factors, and particularly so if combined with the Bayesian inference computation. These two tools allowed relevant factors to be identified based on a combination of the relative probability, influence, and contribution of each risk factor to the occurrence and uncertainty of the output variable under consideration. Based on the modelling results the case study

project has increased its awareness of the relevant risk factors in the construction of cross-passages and further optimized the associated mitigation measures. To make the approach more useful in real projects, more models on critical risks ought to be developed to encompass a great proportion of the major risks usually identified in underground construction projects. The paper concludes that, despite the complex and uncertain nature of construction risks, the developed model can produce useful results which could guide the allocation of resources to specific risk remedial measures.

Acknowledgements This research has been supported by DELTARES, whose financial support is gratefully acknowledged. The authors would further like to thank the experts who agreed to be involved in this research and without their insights and support the work could not have been achieved. This research project has also benefited enormously from the professionals involved in the Sluiskil tunnel project in the Netherlands, as well as, Witteveen+Bos’ specialists who took part in the case study for this research. The authors are particularly grateful to them.

Literature – ADAMS FK. 2006. Expert elicitation and Bayesian analysis of construction contract risks: an investigation. Construction Management and Economics. 24(1):81-96. – ANSTEN R, VAURIO J. 1992. Sensitivity, Uncertainty and Importance Analysis of a Risk Assessment. Nuclear Technology. 98:160-190. – AYYUB BM. 2001. Elicitation of Expert Opinions for Uncertainty and Risks. 1st. ed. Boca Raton, London, New York, Washington, DC: CRC Press; 2001. 328 p. – AVEN T, NØKLAND TE. 2010. On the use of uncertainty measures in reliability and risk analysis, Reliability Engineering and System Safety. 95(2):127-133. – BLES T, AL-JIBOURI S, VAN DE ADEL J. 2003. A risk model for pile foundations. In: 20th International Symposium on Automation and Robotics in Construction ISARC2003 The Future Site, 2003, Eindhoven. – BORGONOVO E. 2006. Measuring Uncertainty Importance: Investigation and Comparison of Alternative Approaches. Risk Analysis. 26(5): 1349-1361. – BORGONOVO E, CASTAINGS W, TARANTOLA S. 2011. Moment Independent Importance Measures: New Results and Analytical Test Cases. Risk Analysis. 31(3):404-428. – COOKE RM, GOOSSENS LHJ. 2000. Procedures

45


Guide for Structural Expert Judgement in Accident Consequence Modelling. Radiation Protection Dosimetry. 90(3):303-309. – CHIVATA CARDENAS I, AL-JIBOURI SHS, HALMAN JIM, VAN TOL FA. 2012a. Capturing and Integrating Knowledge for Managing Risks in Tunnel Works. Risk Analysis. DOI: 10.1111/j.15396924.2012.01829.x – CHIVATA CARDENAS I, AL-JIBOURI SHS, HALMAN JIM. 2012b. A Bayesian Belief Networks Approach to Risk Control in Construction Projects. In: Telichenko V, Volkov A, Bilchuk I, editors. Proceedings of the 14th International Conference on Computing in Civil and Building Engineering; 2012 Jun 27-29; Moscow, Russian Federation: International Society for Computing in Civil and Building Engineering (ISCCBE) and Moscow State University of Civil Engineering (National Research University). 2012b. p.340341. – LIU J, YANG JB, WANG J, SII HS. 2002. Review of Uncertainty Reasoning Approaches as Guidance for Maritime and Offshore Safety-based Assessment. Journal of UK Safety and Reliability Society. 23(1):63-80. – MUIR WOOD AM. 2000. Tunnelling: Management by design. London and New York: Taylor & Francis Group. – ONISKO A, DRUZDZEL MJ, WASYLUK H. 2001. Learning Bayesian Network Parameters from Small DataSets: Application of Noisy-OR Gates. International Journal of Approximate Reasoning, 27(2), 165-182. – PATÉ-CORNELL ME. 1996. Uncertainties in risk analysis: Six levels of treatment. Reliability Engineering and System Safety. 54(2-3):95-111. – SALTELLI A. 2002. Sensitivity analysis for importance assessment, Risk Analysis, 22(3):579–590. – SOUSA RL. 2010. Risk analysis of tunneling projects, PhD Thesis. Cambridge: Massachusetts Institute of Technology. – SPACKOVA O, STRAUB D. 2011. Probabilistic risk assessment of excavation performance in tunnel projects using Bayesian networks: a case study. Proceedings of the International Symposium on Geotechnical Safety and Risk 2011. pp. 651-660. – VAN DER GAAG LC. 1996. Bayesian belief networks: Odds and ends. The Computer Journal, 39(2), 97–113. – WOODBERRY O, NICHOLSON AN, KORB KB, POLLINO C. 2005. Parameterising Bayesian Networks. In: Webb G, Yu X, editors. Proceedings of 17th Australian Joint Conference on Artificial Intelligence; 2004 Dec 4-6; Cairns, Australia: Springer-Verlag Berlin Heidelberg. 2005. p. 711-745. 쎲

17 E JAARGANG NUMMER 1 JANUARI 2013 ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR GEBRUIKERS VAN GEOKUNSTSTOFFEN

Indrukken van de 5e Europese Geokunststoffenconferentie in Valencia

Oostende trekt grotere schepen aan dankzij sterkste geotextiel ooit

K AT E R N VA N

Geokunst wordt mede mogelijk gemaakt door:

De collectieve leden van de NGO zijn:

Colbond BV Postbus 9600 6800 TC Arnhem Tel. +31 (0) 85 744 1300 Fax +31 (0) 85 744 1310 [email protected] www.colbond-geosynthetics.com

NAUE GmbH & Co. KG Gewerbestr. 2 32339 Espelkamp-Fiestel – Germany Tel. +49 5743 41-0 Fax +49 5743 41-240 [email protected] www.naue.com

TEXION Geokunststoffen NV Admiraal de Boisotstraat 13 B-2000 Antwerpen – Belgium Tel. +32 (0)3 210 91 91 Fax +32 (0)3 210 91 92 www.texion.be www.geogrid.be

TenCate Geosynthetics Hoge Dijkje 2 7442 AE Nijverdal Tel. +31 (0)546-544 811 Fax +31 (0)546-544 470 [email protected] www.tencate.com/geonederland

Bonar Technical Fabrics NV, Zele Ceco BV, Maastricht Cofra B.V., Amsterdam Colbond BV, Arnhem CURNET CUR Bouw & Infra, Gouda Enviro Advice BV, Nieuwegein Fugro GeoServices BV, Leidschendam Deltares, Delft Rijkswaterstaat DVS (Dienst Verkeer en Scheepvaart), Delft Geopex Products (Europe) BV, Gouderak Hero-Folie B.V., Zevenaar Intercodam Infra BV, Almere InfraDelft BV, Delft Joosten Kunststoffen, Gendt Kem Products NV, Heist op den Berg (B) Kiwa NV, Rijswijk Kwast Consult, Houten Movares Nederland BV, Utrecht

Naue GmbH & Co. KG, Espelkamp-Fiestel Ooms Nederland Holding, Scharwoude Pelt & Hooykaas BV, Rotterdam Prosé Kunststoffen BV, Britsum Quality Services BV, Bennekom Robusta BV, Genemuiden Rijkswaterstaat (Dienst Infrastructuur), Utrecht Ten Cate Geosynthetics Netherlands BV, Almelo Tensar International, ’s-Hertogenbosch Terre Armee BV, Waddinxveen T&F Handelsonderneming BV, Oosteinde Texion Geokunststoffen NV, Antwerpen Van Oord Nederland BV, Gorinchem Voorbij Funderingstechniek BV, Amsterdam Baggermaatschappij Boskalis BV, Papendrecht

Grip op grond Met sterke producten van een ervaren partner in geotechniek Enkagrid®YRRUVWDELOLVDWLHYDQJURQG Enkamat®YRRUHURVLHYULMHRHYHUVHQWDOXGV Enkadrain®YRRUKRUL]RQWDOHHQYHUWLFDOHGUDLQDJH Colbonddrain®YRRUJURQGFRQVROLGDWLH

Colbond bvWHOID[JHRV\QWKHWLFV#FROERQGFRPwww.colbond.comwww.colbond-geosynthetics.nl

48

GEOKUNST – Januari 2013

Van de redactie

Beste Geokunst lezers, In deze Geokunst doen Suzanne van Eekelen, Gemmina Di Emidio en Adam Bezuijen verslag van het druk bezochte EuroGeo5 congres in Valencia september j.l. De Nederlandse belangstelling was vergeleken met de zeer magere opkomst in Brazilië vorig jaar (3 Nederlandse deelnemers) redelijk te noemen, er zijn er zeker 10 zijn gesignaleerd, maar toch minder dan verwacht, gezien het belang voor het Nederlandse en het Vlaamse bedrijfsleven. Als interessant detail is opgemerkt, dat de helft van de ruim 300 papers werden gepresenteerd door vrouwen. Voor de Nederlandse delegatie verrassend en een bevestiging dat voor wie techniek ontwikkelt het geslacht er niet toe doet. In het hoofdartikel gaan Frans de Meerleer, Julien de Rouck, Koen van Doorslaer, Jan Goemaere en Luc van Damme uitgebreid in op de herinrichting van de vaargeulen van de haven van Oostende. Tot 2008 werd deze haven afgeschermd door twee staketsels (rijen palen). De staketsels lagen net niet in het verlengde van de havenmonding, waardoor de binnenvarende zeeschepen een S-bocht moesten maken om de haven binnen te varen. Daardoor was het niet mogelijk voor schepen met een lengte van meer dan 120 m om de haven binnen te varen. Om schepen tot 200 meter toe te laten is de vaargeul uitgediept en de S-bocht rechtgetrokken in noordelijke richting, tot nagenoeg loodrecht op de kustlijn. Bij de omlegging van de haventoegang moesten nieuwe dammen worden aangelegd op een zeer slappe ondergrond. Daarbij is volgens de auteurs het sterkste geotextiel ooit ingezet – uiteraard een geweven polyester doek – met een treksterkte van 1600 kN/m in de lengterichting en 250 kN/m in de dwarsrichting. Dit hightech doek is verwerkt in een klassiek zinkstuk met rijshout en wiepen en afgedekt met stortstenen, precies zoals we geleerd hebben dat het hoort in een zinkstuk. Een prachtig staaltje coastal engineering waarbij een klassieke waterbouwconstructie wordt ingezet, maar in dit geval met ongekende sterkte eigenschappen, zowel wat betreft het geotextiel, de ingeweven lussen en de sterkte van de naden. Petje af voor onze Vlaamse collega’s. Ik wens u veel leesplezier met deze Geokunst. Shaun O’Hagan Eindredacteur Geokunst

Colofon Geokunst wordt uitgegeven door de

Tekstredactie

C. Sloots

Een abonnement kan worden

Nederlandse Geotextielorganisatie.

Eindredactie

S. O’Hagan

aangevraagd bij:

Het is bedoeld voor beleidsmakers,

Redactieraad

C. Brok A. Bezuijen M. Dus ˘kov J. van Dijk W. Kragten F. de Meerleer

Nederlandse Geotextielorganisatie (NGO)

Uitgeverij Educom BV

www.ngo.nl

opdrachtgevers, ontwerpers, aannemers en uitvoerders van werken in de grond-, wegen waterbouw en de milieutechniek. Geokunst verschijnt vier maal per jaar en wordt op aanvraag toegezonden.

Productie

49


Postbus 7053 3430 JB Nieuwegein Tel. 030 - 605 6399

Indrukken van de 5e Europese Geokunststoffenconferentie in Valencia

ir. S. van Eekelen Deltares, TU Delft

dr.ir. G. Di Emidio Universiteit Gent

prof.dr.ir. A. Bezuijen Universiteit Gent, Deltares

Figuur 1abc – Impressies EuroGeo5.

De Europese IGS conferentie was dit jaar in september 2012 in Valencia, in Spanje. Stad van sinaasappels, sangria en paella. Prachtige oude binnenstad, mooi breed strand, en ook veel schitterende moderne architectuur. Dat laatste is mede de oorzaak van de financiële problemen in die regio. Onze conferentie had plaats in één van die mooie, ruime conferentiecentra die Valencia rijk is.

Nederlandse en Vlaamse delegatie In de jaren negentig organiseerde het NGO nog een reispakket om alle Nederlanders naar het internationale congres in Singapore te krijgen, twee jaar geleden waren we maar met drie Nederlanders in Brazilië. Gelukkig zien we nu weer een stijgende lijn: naast de auteurs waren er heel wat Nederlanders en Vlamingen aanwezig. Wij hebben gezien: Dick Janse en Mink ter Harmsel van TenCate, Max Nods, Herman-Jaap Lodder van RPS, Frans de Meerleer van Texion, Jack Wammes van Trisoplast, Teunis Linthof van Royal Haskoning, Rijk Gerritsen van Witteveen+Bos en Rutger Holtus van Colbond en er zullen er waarschijnlijk

nog wel meer geweest zijn.

IGS-Student Award voor Herman-Jaap Lodder Ieder land mocht een student nomineren voor een Student Award. Herman-Jaap Lodder heeft daarom de NGO/IGS Student Award voor Nederland in ontvangst mogen nemen voor zijn afstudeerwerk. Hij werkte mee in de PhD studie naar paalmatrassen van Suzanne van Eekelen bij Deltares. Hij heeft bijgedragen aan de eerste laboratoriumproeven en heeft het voorstel gedaan om de ondergrondondersteuning in de ontwerpregels anders te berekenen (Lodder et al., 2012). Voor zijn werk kreeg hij met de Award tevens € 1000 euro om zijn reis naar en verblijf in Valencia te financieren. Herman-Jaap gefeliciteerd met je prijs! Afstuderen op een geotextiel onderwerp werpt snel resultaten af. Herman-Jaap lukte het bovendien ook om een goede indruk op de IGS-President Zornberg te maken. Later zei Zornberg tegen een van de

50


auteurs van dit artikel dat hij de Dutch Chapter (de NGO dus) niet heel erg actief vond, maar dat we duidelijk wel jong talent in huis hebben.

Het congres Er waren een kleine 300 papers. De organisatie had ervoor gekozen om alle papers te laten presenteren, en geen postersessies te organiseren. Gevolg was dat er voortdurend vijf parallelsessies liepen, die niet allemaal intensief werden bezocht. Opmerkelijk was dat een groot deel van de presentaties door vrouwen werd gedaan. Misschien wel meer dan de helft. Nederland verzorgde bijna tien presentaties: Rijk Gerritse vertelde over U- en damwandpolders, Teunis Linthof vertelde over de publicatie van Piet van Duijnen et al. over een 10 meter hoge gewapende muur, Adam Bezuijen vertelde over met geotextiel omhulde structuren in de waterbouw, Suzanne van Eekelen hield meerdere presentaties over het ontwerpen van paalmatrassen, de invloed van ophoogmateriaal, over het geokunststof-

Samenvatting Op de 5de Europese Geokunststoffen conferentie in Valencia werden de nieuwste ontwikkelingen op het gebied van Geokunststoffen behandeld: nieuwe toepassingen voor bekende materialen, nieuwe materialen en nieuwe meettechnieken. Herman-Jaap Lodder heeft bovendien in Valencia de NGO/IGS Student Award voor Nederland in ontvangst mogen nemen voor zijn afstudeerwerk. Daarnaast was er de gelegenheid om contacten in de geokunststoffen wereld aan te halen,

oude bekenden te zien en nieuwe contacten aan te gaan. Dat allemaal bij een aangename temperatuur in een nog zomers Valencia. Als u er niet was, geeft dit verslag een idee wat u hebt gemist. Als u er wel was, weet u dat er zo veel te beleven was, dat u mogelijk iets hebt gemist wat in dit verslag staat, al laat ook dat maar een paar aspecten zien.

type en veldproeven. Gemmina Di Emidio beschreef de ontwikkelingen op het gebied van gemodificeerde klei. Tenslotte hield Adam nog een ‘educational sessie’ over geokunststoffen in hydraulische- en kustengineering. De auteurs van dit artikel hebben lang niet alles kunnen volgen, maar toch enkele highlights:

Stabiliseren met elektriciteit Collin Jones, medeschrijver aan de Britse norm over wapening met geokunststoffen (nog steeds de enige norm op dit gebied), hield nu een interessante presentatie over het stabiel houden van hellingen met de hulp van elektriciteit. Het doorvoeren van elektriciteit als grondverbetering voor ondoorlatende gronden is niet nieuw. Deze ‘oude methode’ is echter nu weer interessant, omdat dit te combineren is met geosynthetica en er nu geleidende kunststoffen zijn. Deze bieden het voordeel dat ze niet corroderen. De kathodes zijn doorlatend voor water, waardoor het water dat zich verzamelt bij deze kathode wordt afgevoerd tijdens de cyclus dat er elektrische stroom door de grond wordt gestuurd. Na afloop van die periode zijn de kathodes nog steeds drains, die voorkomen dat de vochtigheid weer zou toenemen (en dus de klei weer slapper wordt en gaat afschuiven).

Röntgenonderzoek De Turkse Tuğba Eskişar doet onderzoek naar mini-paalmatrasjes met röntgenonderzoek. Dit levert interessante plaatjes op waarin de boogwerking duidelijk te zien is. In onze ogen zou ze het onderzoek moeten uitbreiden met iets minder stijve geokunststof.

Afdichtingen (lining systems) Bij afdichtings-systemen, die onder andere gebruikt worden om vuilstorten af te dichten, zijn de belangrijkste ontwikkelingen: het verlagen van de doorlatendheid van de gebruikte materialen en het verlengen van hun levensduur.

Doorlatendheid en resistentie voor chemicaliën afdichtings-systemen Touze-Folz uit Frankrijk hield een verhaal over

Figuur 2 – Winnaar Dutch Student Award Herman-Jaap Lodder (4e van rechts).

‘multicomponent-GCL’ (Geosynthetic Clay Liner) dit is een composiet van klei met een geomembraan of geotextiel. Bij multicomponent-GCLs’ is hierbij nog een extra film, coating of dun membraan aangebracht, waarmee een beduidend lagere doorlatendheid wordt bereikt dan bij gewone GCLs. Er vinden belangrijke ontwikkelingen plaats voor de GCL’s en voor kleiafdichting in het algemeen. Hoewel dit wat op de rand ligt van de geokunststoffen, noemen we er toch enkele. Deze klei (meestal bentoniet) moet natuurlijk zo ondoorlatend mogelijk zijn en liefst daarbij niet gevoelig voor chemicaliën. Op dat vlak werden verschillende ontwikkelingen getoond. Bentoniet is bijvoorbeeld gevoelig voor calcium. Wanneer een bentoniet laag wordt doorstroomd door een vloeistof die calcium-ionen bevat, dan neemt de doorlatendheid ordes toe. Verschillende auteurs lieten zien dat toevoeging van additieven aan de bentoniet de eigenschappen van de klei

51


sterk kan verbeteren voor deze toepassingen. Met de zogenaamde Organoclays is het mogelijk om organisch materiaal, zoals bijvoorbeeld diesel, aan de klei te binden en zo verspreiding van organische afvalstoffen in de ondergrond tegen te gaan. Hierbij wordt de doorlatendheid niet verlaagd. Di Emidio en anderen gaven op de conferentie een overzicht van methoden waarbij de doorlatendheid wel minimaal 1 orde afneemt. De door Di Emidio zelf in Gent ontwikkelde methode heeft als voordeel dat hiervoor geen (relatief duur) natrium bentoniet nodig is, maar dat ook calcium bentoniet kan worden gebruikt. Uit recente metingen bleek overigens dat de bestaande empirische relatie voor de diffusie van organische stoffen door membranen niet algemeen toepasbaar is, maar sterk afhankelijk van de chemische familie van die organische stof.

Duurzaamheid afdichtings-systemen Een belangrijk probleem bij geomembranen is

‘stress-cracking’. Wanneer een membraan langdurig onder spanning staat kunnen er scheurtjes in ontstaan. Hsuan van Drexel University in de VS liet zien dat door het toevoegen van hele kleine kleideeltjes (nanoparticles) het mogelijk is om de gevoeligheid voor stress-cracking drastisch te verminderen, zo komt de nanotechnologie ook van pas in onze geokunststoffen. Verder worden er detectiesystemen ontwikkeld om afdichtingen te monitoren. Detectiesystemen met glasvezel in het geotextiel kunnen eventuele vervormingen, gevolg van spanningen in de afdichting, registreren. Artières uit Frankrijk toonde hier de mogelijkheden.

Standaardisering Kijkend naar die bijzondere toepassingen en de essentiële rol die geotextielen spelen in constructies, is het verontrustend dat de standaard tests voor geotextielen blijkbaar nog onvoldoende gestandaardiseerd zijn. Zo vinden sommige laboratoria duidelijke verschillende resultaten met de ‘round robin test’ voor verschillende EN ISO normen (Diederich et al., zie

Proceedings EuroGeo5). De verschillen zijn tot wel 10-tallen procenten groot). Soms is dit terug te voeren op het niet helemaal volgens de standaard uitvoeren van de tests, vaak echter biedt de standaard nog te veel ruimte. Verschillende in klemmen, klemoppervlak en in de procedure waarop de rek en vervorming worden gemeten, geeft bij de treksterkte proef (wide width tensile) en de kegel valproef (dynamic perforation test) significante verschillen tussen de laboratoria onderling. ‘ Bij het meten van de waterdoorlatendheid bestaan er nog 2 verschillende testmethoden die toegelaten zijn. Bij behoorlijk doorlatende geotextielen levert dit aantoonbaar verschillende resultaten op. Verder is de oppervlakte van het geotextiel is niet ondubbelzinnig opgelegd, alleen een minimale oppervlakte is omschreven. Ook het verschil tussen de methoden om de openingsgrootte te bepalen is zeer groot. Dat komt omdat het zand, dat wordt gebruikt om de test uit te voeren, een bepalende rol speelt. Dit proefzand is in de norm niet eenduidig omschreven. Er is dus voldoende werk voor de verschillende

standaardisatie comités.

Tot slot De Nederlanders en Vlamingen die in Valencia waren kijken terug op een geslaagd congres, waarvan de organisatie behoorlijk goed was en alles soepel verliep. Bestaande contacten zijn aangehaald en nieuwe zijn gelegd. Getalsmatig was de Nederlandse en Vlaamse inbreng groter dan in Brazilië maar nog steeds vrij klein. Veel te klein in verhouding tot het belang van geokunststoffen in beide landen, zowel wat toepassing als wat productie betreft. Over twee jaar wordt het 10de Internationale Geokunststoffen congres in Berlijn georganiseerd, dan moet een grotere delegatie uit Nederland en Vlaanderen mogelijk zijn. 쎲

Oostende trekt grotere schepen aan dankzij sterkste geotextiel ooit

F. De Meerleer Texion Geokunststoffen N.V.

ir. K. Van Doorslaer M.O.W. Vlaanderen. Maritieme Toegang

prof. dr. Ir. J. De Rouck Universiteit Gent

ir. J. Goemaere M.O.W. Vlaanderen Maritieme Toegang

ir. L. Van Damme M.O.W. Vlaanderen Hoofd Kusthavens

Figuur 1 - De oude vaargeul (grijze lijnen) is gedraaid in noordelijke richting (blauwe lijnen). De nieuwe westelijke en oostelijke havendam zijn aangeduid in geel.

Hoewel Oostende een relatief kleine haven is, speelt de Koningin der Badsteden toch een belangrijke rol aan de Noordzeekust. Oostende is van oudsher een drukke ferryhaven, en gezien het toegenomen verkeer van de laatste jaren besliste de Vlaamse overheid om de haveninfrastructuur aan de nieuwe behoeften aan te passen. De afdeling Maritieme Toegang was bouwheer voor deze belangrijke werken. De totale investering bedroeg 150 miljoen euro.

Van 120 naar 200 meter scheepslengte Tot 2008 werd de haven afgeschermd door twee staketsels (rijen palen), noordwestelijk georiënteerd en niet helemaal in het verlengde van de eigenlijke havenmonding. Om de haven binnen te varen moesten de schepen daardoor een S-bocht maken, wat ernstige beperkingen oplegde (maximale lengte 120m) en enkele schadegevallen door aanvaring met zich meebracht. Om schepen tot 200 meter toe te laten is de vaargeul uitgediept en is de S-bocht rechtgetrokken in noordelijke richting, tot nagenoeg loodrecht op de kustlijn (figuur 1).

Figuur 2 - De nieuwe toegang tot de haven van Oostende is aan weerszijden afgeschermd door een havendam. Voor de opbouw van de dammen is ongeveer 650.000 ton breuksteen gebruikt. Als deklaag zijn 7.600 HARO-blokken geplaatst.

Het bodemonderzoek maakte duidelijk dat een groot deel van de site op een zandige ondergrond rust, behalve het meest zeewaartse gedeelte van de westelijk gelegen dam – vanaf de bocht in de golfbreker tot aan de kop. Daar toonde zich een zeer heterogene ondergrond, gekenmerkt door een dikke laag weinig draagkrachtige grond met diktes variërend van 8m tot 12m. Er was heel wat

creativiteit en engineering nodig om de bouw van de golfbrekers op deze grond met uitdagende grondkarakteristieken op een veilige en economische manier te volbrengen. Uiteindelijk is geopteerd voor een combinatie van gefaseerd bouwen, rekening houdend met de zettingen die tijdens het bouwproces optraden, en een wapening met geotextiel. Onderhavig artikel behandelt hoofdzakelijk de geotechnische oplossing voor het deel van de westelijk gelegen havendam, van bocht tot kop, hierna afgekort tot ‘westelijke dam’ (figuur 2).Ter situering bespreken we eerst het waterbouwkundig concept.

Stevig waterbouwkundig concept Om de nieuwe havendammen exact te dimensioneren zijn modelproeven (Froude verschaling, met schaalfactor 1/30) uitgevoerd in de grote golfgoot (30 x 1 x 1,2 m) van de afdeling Weg- en Waterbouwkunde van de UGent. Bij deze fysische modellering is in eerste instantie onderzoek gevoerd voor de dimensionering van de geometrie, de deklaag langs zee- en havenzijde (dit is de buitenste beschermende laag van de golfbreker), en de kruin van de dam. Na bepaling van de precieze dwarsdoorsnede zijn de opeenvolgende uitvoeringsfasen getest en op punt gesteld. Hieronder volgen de belangrijkste conclusies.

De ontwerpbasis De havendammen zijn ontworpen om een storm

Samenvatting De vaargeul in Oostende is recentelijk verplaatst en verbreed om de haven toegankelijker te maken. Om voor de binnenvarende schepen een rustig golfklimaat te garanderen, wordt de toegangsgeul beschermd door 2 nieuwe havendammen. Deze heroriëntatie maakt het voor Oostende mogelijk om voortaan

53

schepen tot 200 meter te ontvangen. Bij de bouw van de dammen is een sterk staaltje van geotechnisch kunnen opgevoerd. De slappe ondergrond is verstevigd met het sterkste geotextiel ooit.


Figuur 3 - De verschillende ontwerpen voor de kruin van de Oostendse havendam: rechte kant (linksboven), met voetstuk (rechtsboven), schuine kant (linksonder), combinatie van hiel en schuine kant (rechtsonder).

Figuur 4 - Detail van het definitieve ontwerp van de kruin. Om de 7 meter is een ‘tand’ aangebracht.

met een terugkeerperiode van 100 jaar te weerstaan. Deze ontwerpstorm wordt gekenmerkt door een waterniveau van +6,7 m TAW (0mTAW = -2,33 m NAP), een golfhoogte HS van 4,8 m en een piekperiode TP van 10,6 s. De zeezijde van de havendam is bestand tegen de bij de ontwerpstorm horende golfimpact. Dit betekent dat minder dan 5% van de deklaagelementen (stortsteen of betonblokken) zich tijdens deze 6 uur durende storm meer dan een halve blokbreedte verplaatst. Het oog wil echter ook wat. Voor een zicht op zee vanaf de dijk of het strand is het niet onbelangrijk dat de kruinhoogte van de havendam zo laag mogelijk is. Bij de nieuwe golfbrekers te Oostende ligt de kruin uiteindelijk op slechts +8 m TAW, wat slechts ca 3m boven het dagelijks Hoog Water is, en slechts 1,3m hoger dan het ontwerpwaterpeil van de referentiestorm. Dit resulteert in een aanzienlijke golfoverslag bij de ontwerpstorm. Daaruit volgt dat niet alleen de zeezijde van de golfbreker moet bestand zijn tegen de golfimpacten, maar dat ook de havenzijde van de golfbreker stabiel moet blijven onder deze zeer grote hoeveelheid overslaande golven. Er is echter meer. De havenzijde van de golfbreker kan naast belasting door golfoverslag, op meerdere locaties ook blootgesteld zijn aan rechtstreekse golfinval. Dit is een gevolg van de golfpenetratie doorheen de havenmonding. De dammen zijn daarom aan de binnenkant dusdanig ontworpen dat ze een dergelijke directe golfinslag kunnen weerstaan. Al deze belastingen werden bij de modelproeven opgenomen in het proevenprogramma, en hebben geleid tot de bepaling van het gewicht van de stortsteen (havenzijde) en HARO-blokken in de deklaag (zeezijde).

Kruin van de dam De kruin van de dam is oorspronkelijk ontworpen als een L-vormig betonnen element. De rechte kant zou de golfinslag opvangen, maar uit de

Figuur 5 - Doorsnede van de oostelijke havendam.

modelproeven bleek dit L-vorming kruinblok onvoldoende stabiliteit te bieden. Om de weerstand te verhogen is eerst een hiel toegevoegd (rechtsboven) en nadien is de voorkant schuiner afgeschuind (linksonder) in een poging om de krachten te verminderen (figuur 3). Beide opties, zelfs in combinatie, brachten echter onvoldoende soelaas. Verder bouwend op de combinatie van hiel en schuine kant is uiteindelijk gekozen voor het ontwerp zoals op figuur 4 is voorgesteld met om de 7 meter een ‘tand’ (1 x 1 x 1,5 m) (figuur 4). Vanaf de kustlijn bestaat de deklaag van de nieuwe havendammen uit 3 tot 6 ton zware breukstenen, gevolgd door een overgangszone met één laag HARO-blokken. De deklaag van het zeewaartse gedeelte van de dammen, vanaf de bocht in de dam tot aan de kop, is opgetrokken uit een dubbele laag HARO-blokken (figuur 5 en 6). De modelproeven maakten onder meer duidelijk dat de HARO-blokken heel stabiel blijven onder golven van 5 meter en hoger. Slechts 1 % van de blokken verschuift over een afstand groter dan de helft van de breedte van een blok (>B/2 in de grafiek), en geen enkel blok verschuift over een

54


Figuur 6 - De havendam is aan de zeezijde beschermd met een dubbele laag HARO-blokken.

afstand gelijk aan de volle eigen breedte (>B in de grafiek) (figuur 7). Hevige golfoverslag bij deze proeven, heeft ertoe geleid dat de “schouder” van de golfbreker (horizontaal deel in stortsteen, net achter het kruinblok) slechts een breedte kon hebben van 3m. De rechtstreekse golfinval ten gevolge van golfpene-

OOSTENDE TREKT GROTERE SCHEPEN AAN DANKZIJ STERKSTE GEOTEXTIEL OOIT

Figuur 8 - Resultaten van modelproeven uitgevoerd in de golfgoot van UGent, afdeling Weg- en Waterbouwkunde

Figuur 7 - De grafiek geeft de schade weer van

Uitvoeringsfase

Kruinhoogte [m TAW]

Kritisch waterpeil [m TAW]

Max Hm0 [m]

Opmerking

1

Plaatsing zinkstukken

Variabel (afhankelijk van laagste niveau dwarsdoorsnede)

1 m boven kruinhoogte in die fase

2,10

Beweging van 15-300 kg kern aanvaardbaar

2

Bouw tot +3,00 m TAW

+3,00

+2,00

4,30

Bedekken kern met laag van 1 à 3 ton noodzakelijk tussen bouwfase 2 en 3

3

Bouw tot +6,00 m TAW

+6,00

+5,00

4,70

Bedekken kern met dubbele laag van 1 à 3 ton noodzakelijk tussen bouwfase 3 en 4

4

Afwerking op +8,0 m TAW

+8,00

+6,70

5,80

Finale geometrie voldoet

de dubbele laag HARO-blokken onder een toenemende golfinslag.

Figuur 9 - Overzicht van de locaties waar sonderingen werden uitgevoerd.

tratie, zorgde er dan weer voor dat het gewicht van de deklaag voldoende zwaar moest zijn, stortsteen van 3 tot 6 ton, om te voldoen aan de stabiliteitseisen met een mobilisatie van minder dan 5 % tijdens de zwaarste ontwerpstorm

Vier uitvoeringsfasen

Figuur 10 - Voorbeeld van een CPT ter

In overeenstemming met het bestek is de bouw van de havendammen in vier fasen verlopen: (1) plaatsing zinkstukken met daaraan vastgemaakt een rooster van wiepen in rijshout, (2) opbouw tot +3,0 m TAW, (3) opbouw tot +6,0 m TAW, (4) afwerking op +8,0 m TAW. Aan elke uitvoeringsfase zijn modelproeven in de golfgoot aan de UGent voorafgegaan. De tabel (figuur 8) geeft daarvan de resultaten weer.

hoogte van de oostelijk gelegen havendam.

Gedurende de bouwfase van de havendam is uitgegaan van een referentiestorm met een terugkeerperiode van 10 jaar, terwijl bij de uiteindelijke constructie is geopteerd voor een terugkeerperiode van 100 jaar. De ontwerpstorm wordt gekenmerkt door een golfhoogte van 4,80m. Bij de testen is echter uitgegaan van een Hm0 tot 120 % van de ontwerphoogte.

De kruinhoogte in uitvoeringsfase 1 wordt bepaald door het niveau van de zeebodem ter hoogte van de dwarsdoorsnede. Een aantal doorsneden zijn getest bij wisselende waterstanden. De beweging van de rotsblokken is het grootst wanneer het waterpeil ongeveer een meter boven de kern uitstijgt. Dit gebeurt echter alleen op de plaatsen waar de bodem ondiep is, vlak bij het strand. Door de geringe diepte komen op die locatie golven tot slechts 2,10 m hoog voor. Het bewegen van de stenen blijft bij deze hydraulische condities aanvaardbaar. Niets van het kernmateriaal verschuift buiten de basis van de havendam. Hoe verder en hoe dieper in de zee, hoe hoger ook

55


Figuur 11 - Twee CPT’s laten duidelijke verschillen zien in de bodem onder de westelijke havendam.

de waterniveaus boven het kernmateriaal. Zelfs bij hogere golven is in de testfase geen beweging van de rotsblokken waargenomen. Deze bevindingen zijn bevestigd door Van der Meer et al., 1996. Bij uitvoeringsfase 2 – opbouw tot +3,00 m TAW – ligt het kritische waterpeil volgens de modelproeven 1 meter onder de kruinhoogte. De golven botsen tegen de havendam, waarbij het relatief fijne kernmateriaal uitspoelt. Ter bescherming zijn 1 à 3 ton zware rotsblokken geplaatst om de consolidatieperiode tot de volgende bouwfase te overwinnen zonder al te grote schade. Een 1,05 m dikke laag blijkt voldoende te zijn om de stabiliteit te verzekeren indien de storm met terugkeerperiode 10 jaar zou optreden alvorens de bouw van

Figuur 12 - Glijvlak langs de havenzijde van de golfbreker.

Figuur 13 - Glijvlak langs de zeezijde van de golfbreker

Figuur 14 - Het effect van de golfwerking zoals gemodelleerd met Geoslope.

Figuur 15 - De uitvoeringsfasen van de westelijke havendam.

fase 3 wordt aangevat. Bij uitvoeringsfase 3 – opbouw tot +6,00 m TAW – blijkt een vrijboord van 1 meter bepalend te zijn met het oog op de stabiliteit. Uit de modelproeven blijkt dan weer de noodzaak om het kernmateriaal te bedekken met een 2 meter dikke laag van 1 à 3 ton zware rotsblokken. Op die manier is de havendam bestand zijn tegen de referentiestorm met een terugkeerperiode van 10 jaar, en kan de tijd nodig voor de consolidatie van de ondergrond, verlopen alvorens de afwerking van de golfbreker tot +8,00m TAW wordt aangevat.

Vernieuwend geotechnisch ontwerp Aan het eigenlijke ontwerp van de nieuwe havendammen is uiteraard een grondig bodemonderzoek voorafgegaan.

Geotechnisch bodemonderzoek Figuur 16 - Schematische weergave van de verschillende uitvoeringsfasen in functie van de tijd.

Figuur 17 - Grondkarakteristieken (T0 + 12) op verschillende locaties van de dwarsdoorsnede.

56


Eerst is de historiek van de site nagegaan. Er zijn boringen met monstername uitgevoerd, als ook sonderingen (CPT, Cone Penetration Tests) (figuur 9) en er is een bodemprofiel opgesteld Dit bodemonderzoek heeft onder meer aan het licht gebracht dat zich ter hoogte van de oostelijk gelegen havendam op een diepte vanaf -10 m TAW een dikke dichtgepakte zandlaag met een tussenlaag van kleiachtig zand bevindt (figuur 10). De draagkracht van de ondergrond voor de oostelijke dam is voldoende om de dam in snel opeenvolgende fasen te bouwen. Verder is ook gebleken dat de bodemsamenstelling ter hoogte van de westelijk gelegen dam vergelijkbaar is met die van de oostelijk gelegen dam – behalve onder het meest noordelijke (zee-


waartse) gedeelte ervan. Vanaf de bocht van de dam tot aan de kop. Over een lengte van 350m, werd een heel slappe grondlaag aangetroffen, met bovendien een wisselende dikte (zie diagram figuur 11). De monsters afkomstig uit de boring laten een mengeling zien van zachte, zandige klei en los kleiachtig zand. Dit is een duidelijke afwijking tegenover de rest van de site, en biedt veel minder draagkracht om op te bouwen. De oorzaak van deze slappe grond kon gevonden worden in vroegere baggeractiviteiten. Zo’n 25 jaar geleden zijn op deze plek baggerwerken uitgevoerd om de oude toegangsgeul op diepte te houden en tegelijk schoon zand te verwerven voor bouwdoeleinden. De zandwinning gebeurde door met een winzuiger diepe putten in de zeebodem te maken. Door natuurlijke afzetting zijn deze gaten in de loop der jaren gevuld geraakt met zachte sedimenten. Zo is uiteindelijk een bijzonder heterogene slappe bodemlaag van 8 tot 12 meter dik ontstaan.

– De slappe grond kan gebaggerd worden en vervangen door zand. De zetting zal daardoor drastisch verminderen. Uiteraard is bij het ontwerp van de Oostendse havendammen een afweging gemaakt op basis van de belangrijkste parameters, zijnde kwaliteit, timing en kostprijs. Verschillende scenario’s zijn de revue gepasseerd. – Een talud verflauwen is economisch geen interessante oplossing. Deze piste werd al snel verlaten. – De techniek van het afgraven en vervangen wordt in België wel vaker toegepast. In Zeebrugge bijvoorbeeld is de grond afgegraven over een lengte van liefst 7 km. Om de afgegraven grond te mogen storten, is echter een (moeilijk te verkrijgen) vergunning vereist. De

kostprijs, voor mobilistatie en demobilisatie van baggertuig, weegt bovendien zwaar door voor de relatief korte vaargeul van Oostende (slechts 350 m). – Over het gebruik van grindpalen valt ook wat te zeggen. De techniek blijkt uiteindelijk niet zo efficiënt te zijn omdat de palen horizontaal gesneden kunnen worden door het mogelijke glijvlak. Hun bijdrage aan de weerstandbiedende schuifweerstand van het glijvlak is bijgevolg klein. Ook hier lopen de kosten hoog op. – Om de bodem met geotextiel te versterken kunnen alle materialen die op de werf voorzien zijn bij de aanbesteding, aangewend worden. Bovendien kan de klassieke uitvoeringsmethode met wiepen toegepast worden. Het volstaat het gewone geotextiel (tegen erosie) te vervangen door een zeer sterk geotextiel (erosie én wape

Vele technieken, pro en contra Over het algemeen is de aanwezigheid van dikke zachte grondlagen van groot belang voor de totale geotechnische stabiliteit van taluds en voor het zettingsgedrag. Eerst dient de stabiliteit verzekerd, nadien werd ook de zetting in rekening gebracht in de rekenmodellen. Een talud kan op verschillende manieren stabiel gemaakt worden: – Het talud kan aangelegd worden onder een flauwe helling, dit vraagt veel materiaal en is dus duur. – Via een zware teen, dit heeft nauwelijks invloed op de zetting. – De bodem kan verstevigd worden met geotextiel. Er zal in dat geval iets minder zetting zijn. – De bodem kan verstevigd worden met grindpalen. Dit heeft een nog kleinere zetting tot gevolg.

Figuur 18 - Kritisch glijvlak onder uitvoeringsfase +3,00 m TAW. Figuur 19 - Sterkte van het geotextiel tijdens/na constructie van de westelijke havendam (berekening Geoslope ter hoogte van CPT S9) Uitvoeringsfase

Kritisch waterpeil

Veiligheidsfactor [-]

Rekenwaarde [kN/m]

Treksterkte (= rekenwaarde x 3,4) [kN/m]

TAW +3,00 m

TAW +0,00 m

1,152

40

136

TAW +6,00 m

TAW +0,00 m

1,151

430

1462

Afgewerkte golfbreker, incl. golven

TAW +4,70 m

1,150

215

731

Figuur 21 Trekkracht [kN]

LC 1 Frequent

LC 2 Occasioneel

LC 3 Toevallig

Max

Treksterkte (= rekenwaarde x 3,4)

SWL [TAW]

+0,08m

-1,00m

+6,70m

-

-

301

116

301

1023,4

424

176

424

1441,6

Na constructie tot +6,00 m 263 TAW Na volledige consolidatie

Figuur 20 - Het effect van de golfwerking zoals gemodelleerd met Geoslope.

57


371

Figuur 22 - Een rooster van wiepen (rijshout) wordt bevestigd op het geotextiel door middel van touwtjes die door ingeweven lussen worden gehaald. Deze lussen vormen bevestigingspunten zonder dat het geotextiel verzwakt (sterkte verlies) of doorboord wordt (gevaar voor uitspoeling), zie ook figuur 26.

ning) met een hoge treksterkte en kleine vervorming. Dit staat los van de reguliere uitvoeringsfasen. Naast alle hierboven besproken manieren om de stabiliteit te verhogen, kan de voorziene teen lokaal verzwaard worden wat de stabiliteit tegen afschuiven ten goede komt. Rekening houdend met alle pro’s en contra’s hebben de ontwerper en de opdrachtgever besloten om in de Oostendse haven een sterk geotextiel toe te passen, gecombineerd met het gebruik van een zwaardere teen op enkele kritische plaatsen.

Geotechnische specificaties De zwakste ondergrond is te vinden op de locaties S8 en S9 op bovenstaande CPT’s. De berekeningen zijn uitgevoerd met behulp van deze CPT’s. De belangrijkste kenmerken van deze slappe grond zijn bepaald na uitgebreid laboratoriumonderzoek aan de afdeling Geotechniek van de Vlaamse Gemeenschap. Deze kenmerken met betrekking tot de stabiliteit tegen afschuiven, zetting en consolidatie zijn: – nat volumegewicht: 웂w = 16,5 kN/m3; – schuifweerstand: de eigenschappen c' en ᒌ’ worden bepaald door een geconsolideerde niet-gedraineerde triaxiaalproef met meting van waterspanningen (c'= 3kPa, ᒌ' = 22°); – waterdoorlatendheidscoëfficiënt k = 10 E-9 m/s – Samendrukkingsconstante (wet van Terzaghi) C = 20. Bij het geotechnisch ontwerp zijn zowel de volledig geconsolideerde toestand als de verschillende tussentijdse toestanden (uitvoeringsfasen) onder-

Figuur 23 - Het geotextiel dat in de langsrichting 1600 kN/m sterk is, wordt stevig verbonden met het de wiepen (bundels rijshout, wilgentakken) dat zorgt voor drijfvermogen en het geheel strak houdt tijdens het afzinken. Een extra laag vulhout tussen de wiepenroosters biedt bescherming aan het geotextiel tegen beschadiging door de vallende stenen. In de berekening van de nodige sterkte van het geotextiel wordt, als extra veiligheid, een factor voor inbouwbeschadiging meegenomen.

zocht. De stabiliteitsstudie is grotendeels uitgevoerd met behulp van de software Geoslope. Voor een uitgebreider analyse is onder meer Plaxis toegepast.

Volledig geconsolideerde toestand De dwarsdoorsneden op figuur 12 en 13 tonen de definitief geconsolideerde toestand. Aangezien het getijdenverschil in Oostende oploopt tot 4,5 m, is het laagwater de bepalende factor. Het gewicht van de golfbreker wordt dan nl. niet gecompenseerd door de Archimedeskracht, en weegt zwaarder door op de slappe ondergrond. Rekening houdend met een mobiele bovenbelasting van 20 kN/m2, bedraagt de veiligheidsfactor 1,48 voor een glijvlak langs havenzijde en 1,58 voor afglijden langs zeezijde (figuur 12 en figuur 13) Deze waarden liggen hoger dan de vereiste 1,30 voor een volledig geconsolideerde toestand zonder golven. De stabiliteit in normaal geconsolideerde toestand is hiermee aangetoond. Het is logisch dat voor de buitenkant een hogere veiligheidsfactor geldt aangezien de volume-eenheid gewicht van de HARO-blokken in de deklaag (beton ț = 2,30 t/m3, holle ruimten = 50 %) merkelijk lager is dan die van de stortsteen aan de binnenkant (ț = 2,65 t/m3, holle ruimten = 40 %). Bij de stabiliteitsstudies die zijn uitgevoerd bij de volledig geconsolideerde toestand, is ook rekening gehouden met het dynamische effect van de golven (zie De Rouck, 1996). In de kleilaag wordt dit effect gedempt door de lage doorlatendheid en hoge samendrukbaarheid van de klei. In de

58


berekeningen in GeoSlope werd dit effect in rekening gebracht door 2 verschillende piëzometrische lijnen in rekening te brengen: één voor de ondergrond (rode stippellijn) en één voor de golfbreker zelf (zwarte stippellijn) Op figuur 14 is een veiligheidsfactor 1,005 te zien, wat lager is dan de vereiste 1,15 tijdens een ontwerpstorm met zware golven. Aanvullende maatregelen om de stabiliteit te verhogen waren dus aangewezen. Ook hier speelt het sterk wapeningsgeotextiel een belangrijke stabiliserende rol.

Vier uitvoeringsfasen Tijdens de constructie is een veiligheidsfactor FS van 1,15 vereist. Voor de oostelijk gelegen havendam zijn de te onderscheiden uitvoeringsfasen: – plaatsing van de zinkstukken en de teen, – opbouw kern, filter- en versterking laag tot +4,50 m TAW, – opbouw van de havendam tot +6,00 m TAW, – afwerken van de kruin tot +8,00 m TAW (in een latere fase). Gezien de zandige ondergrond konden deze fasen snel na elkaar worden uitgevoerd. Bij een eerste benadering lijken deze uitvoeringsfasen ook helemaal van toepassing op de westelijk gelegen havendam. Uit de stabiliteitsstudie blijkt echter dat de veiligheidscoëfficiënt tegen afglijden van deze westelijke dam merkelijk lager is dan 1,0, omwille van de minder goede grondkarakteristiek daar lokaal aanwezig. Extra maatregelen drongen zich op. Zoals eerder beschreven is het de bedoeling ge-


weest om het stabiliteitsprobleem op te lossen met een sterk geotextiel en eventueel zwaardere tenen. Maar zelfs met deze twee maatregelen bleek de stabiliteit met snel opeenvolgende uitvoeringsfasen onvoldoende. Daarop werd beslist om voor de westelijke dam de uitvoeringsfasen aan te passen: zowel in peil als in tussentijd. Zodoende krijgt de ondergrond de tijd om te consolideren, wat de grondkarakteristieken en dus draagkracht ten goede komt. Dit heeft uiteindelijk tot de volgende uitvoeringsfasen geleid (figuur 15 en figuur 16). – funderingswerken: ca. 4,0 m dik, van -7,50 m tot -3,5 m TAW – vanaf 8 maand: havendam tot +3,00 m TAW – vanaf 12 maand: havendam tot +6,00 m TAW – vanaf 18 maand: kruin Op elk tijdstip verschillen de grondkarakteristieken. Hoe verder vooruit in de tijd, hoe beter de karakteristieken ten gevolge van consolidatie. Figuur 17 toont de berekende bodemkenmerken op T0 + 12 op verschillende plaatsen in de dwarsdoorsnede: buiten de invloedzone van de teen (22°, 3kPa), onder de teen (12.5°, 9kPa) en het talud (4.5°, 17.7kPa), en onder de kern (0°, 25.6kPa).

Analyse met behulp van Geoslope Geoslope is een geotechnisch softwareprogramma voor berekening van de stabiliteit van taluds, gebaseerd op de methode van verticale moten. De grondkarakteristieken werden voor elke bouwfase afzonderlijk berekend zoals op de figuur 17 getoond, waarmee in Geoslope de veiligheidsfactor tegen afglijden op elk moment tijdens de bouwfase kon worden begroot. Een geotextiel of een andere vorm van wapening kan in deze software meegenomen worden. De benodigde treksterkte (rekenwaarde), opdat voldaan

zou zijn aan de stabiliteitseisen, wordt berekend. De benodigde treksterkte van het geotextiel (rekenwaarde) tijdens de uitvoeringsfasen en in de afgewerkte havendam onder golfslag zijn vermeld in figuur 19. Deze waarde dient vermenigvuldigd met verschillende veiligheidsfactoren. Deze overdimensionering is noodzakelijk om te anticiperen op sterktevermindering door installatieschade (onmiddellijk), chemische degradatie (na verloop van tijd), en om de spanning in het geotextiel (rekenwaarde) buiten het gebied van de kritische belasting te houden die aanleiding zou geven tot breuk als gevolg van kruip (na b.v. 120 jaar). De totale vermenigvuldigingsfactor is 3,4. Er is volgens de berekeningen met Geoslope een treksterkte van 1.462 kN/m nodig, rekening houdend met hoger vermelde veiligheidsfactoren, om glijden te voorkomen met veiligheidsfactor 1,15. Deze waarde treedt op bij uitvoeringsfase 3 (tot +6,00 m TAW). Wanneer de grond volledig geconsolideerd is (c = 3kPa, ᒌ = 22°), daalt de totale ontwerpsterkte tot 731 kN/m onder golfinslag (figuur 18 en figuur 19).

Uiteindelijk blijkt een treksterkte van 1.442 kN nodig te zijn om de aangrijpende trekkrachten de baas te kunnen (figuur 21).

Analyse met behulp van Plaxis

Dit ‘super’ geotextiel is veel zwaarder en stijver dan de gewone variant, hoewel de verwerking ter plaatse niet echt verschillend is. Het geotextiel wordt aangeleverd in banen van 5,24 meter en verwerkt tot matten van 20 meter breed en 30 tot 55 meter lang, afhankelijk van de geometrie van de dam. De wiepen (bundels van rijshout, wilgenhout) worden vervolgens in een gekruist rooster van 1m x 1m met touwen aan de ingeweven lussen van het geotextiel bevestigd (figuur 22), samen met een extra laag rijshout die als vulling wordt geplaatst (figuur 23). Het afgewerkte zinkstuk wordt bij hoogtij naar zee versleept en vlak bij de zate vastgelegd aan verankerde boeien. Het gunstige tij wordt afgewacht om de zinkstukken verder te ver-

Om de treksterkte van het geotextiel tijdens de opeenvolgende uitvoeringsfasen in kaart te brengen, en om de evolutie in de zetting op te volgen, is gebruikgemaakt van de software Plaxis (figuur 20). Er is gecontroleerd op mogelijke vervormingen, alsook op algemene stabiliteit. De methode met partiële veiligheidsfactoren volgens Eurocode 7 is toegepast. De resultaten blijken sterk afhankelijk van het type geotextiel. Verschillende eigenschappen zoals treksterkte, grondstof en stijfheid (elasticiteitsmodulus) leiden tot verschillende trekkrachten in het geotextiel. Ook de zetting verloopt anders.

Figuur 24 - Het zinkstuk is aan de voorkant vastgemaakt aan een stalen zinkbalk (20m), deze balk is met kabels verbonden is aan de sleepboot. Het zinkstuk wordt strak over het water versleept.

59

De gefaseerde uitvoeringsanalyse toont ca. 1,0 m zetting na consolidatie van de onderliggende slappe laag.

‘Super’ geotextiel overbrugt 350 meter Het geotextiel heeft als belangrijkste functie de structuur te versterken zodat een mogelijke taludinstabiliteit te allen tijde kan worden vermeden. De analyses met Geoslope en Plaxis hebben aangetoond dat de treksterkte van het geotextiel minimaal 1.462 kN moet bedragen. Dit heeft geleid tot de keuze van een polyester geotextiel, met name een Geolon® 1600/250 geotextiel, gekenmerkt door 1600 kN/m treksterkte in de langs richting, dus na plaatsing loodrecht op de as van de havendam, en 250 kN/m in de dwarsrichting. Het gebruik van een dergelijk ‘super’ geotextiel over een lengte van 350 meter is nieuw in de maritieme engineering.

Figuur 25 - Het zinkstuk wordt nauwkeurig gepositioneerd en verzwaard met breuksteen. Bij het kenteren van het tij wordt het afgezonken naar de zeebodem.


slepen naar de locatie van de toekomstige havendam (figuur 24), waar ze bij de kentering van het tij (stroomsnelheid ca. 0m/s) worden afgezonken (figuur 25). Stortsteen van 10 à 60 kg en 60 à 300 kg wordt gebruikt als ballast (800 kg/m2). Het sterke geotextiel onder de kern van de havendam speelt een cruciale rol in de stabiliteit van het talud tijdens het bouwproces. Volgende aspecten zijn daarbij van groot belang. – De zogenoemde ankerlengte van het geotextiel, zowel binnen als buiten het profiel van mogelijk bezwijken, moet nauwkeurig bepaald worden. De trekkrachten in het geotextiel dienen via wrijving overgedragen te worden naar de omliggende breuksteen van de havendam. – De weerstand tegen afschuiven komt van twee kanten: zowel de bodem en de stortsteenberm bieden weerstand, alsook de trekwapening die het geotextiel biedt. De vervorming van het geotextiel bij een gegeven spanning moet overeenkomen met de voorziene vervorming van de grond en de stortsteen. Zowel Geoslope als Plaxis hebben aangetoond dat het super geotextiel over de volledige breedte van de kern moet worden aangebracht. Op die manier ontstaat er voldoende ankerlengte aan de binnenen buitenkant van de havendam. Onder de tenen van het talud wordt een rooster van rijshout met standaard geotextielen geplaatst, die enkel de functie hebben om erosie te voorkomen.

Wapeningsgeotextiel technisch bekeken Om de krachten tijdens het verslepen en afzinken op te nemen, om erosie en hydrostatische drukken te voorkomen (een geotextiel dient steeds meer doorlatend te zijn dan de aanliggende grond) en om de stabiliteit van de dammen te blijven verzekeren, dient het geotextiel te voldoen aan de volgende berekende eigenschappen. Geweven geotextiel 100 % polyester Treksterkte in ketting 1.600 kN/m (EN ISO 10319) Spanning bij 6 % rek in ketting 800 kN/m (EN ISO 10319) Elasticiteitsmodulus 13.333 kN/m (EN ISO 10319) Rek bij nominale treksterkte ketting 10 % (EN ISO 10319) Treksterkte in inslag 250 kN/m (EN ISO 10319) Rek bij nominale treksterkte inslag 12 % (EN ISO 10319) Waterdoorlatendheid 3,5 liter/m2/s (EN ISO 11058 h = 50 mm) Zanddichtheid O 90 80 micron (EN ISO 12956)

Voorzien van ingeweven lussen (treksterkte: 4.000 N/lus)

Sterkte, continuïteit en elasticiteitsmodulus De sterkte van 1.600 kN/m moet over de hele lengte (kettingrichting) van de zinkstukken beschikbaar zijn. Naden of overlappingen worden daarom niet aanvaard. De productie van het geotextiel dient zo georganiseerd dat alle rollengtes een veelvoud zijn van de lengte van de zinkstukken. Deze lengte varieert van 30 tot 55 m, de productiebreedte is altijd 5,24 m. Naast de sterkte is vooral de elasticiteitsmodulus (E-modulus) van het geotextiel belangrijk. De stijfheid bepaalt immers de vervorming die zal optreden bij een gegeven belasting. Deze vervorming dient zo beperkt mogelijk te zijn. De hoog modulus polyester garens voldoen aan deze eigenschappen. Het is dus zaak hun stijfheid, die moet overeenkomen met de vervorming van de dam, bij het weven niet te laten verloren gaan in de typische structuur van een weefsel. Een klassiek weefsel heeft immers een 3-D structuur omdat de garens op en onder elkaar doorlopen. Bij het onder spanning brengen treedt eerst een vervorming in de langsrichting op, als gevolg van de vervorming in het weefsel zelf: de 3-D structuur wordt 2-D. Deze verlenging is niet gewenst, omdat de garens zelf dan nog niet aangesproken worden. Daarom kiest TenCate om Geolon® PET 1600/250 te produceren met een ‘straight warp’ binding. Dit is een typische weefbinding waarbij de kettinggarens strak liggen. Een bindgaren, dat niet bijdraagt tot de sterkte maar wel een essentiële rol speelt, zorgt ervoor dat de garens onderling mooi evenwijdig blijven liggen (figuur 26).

Dwarsverbindingen Hoewel het geotextiel voor deze toepassing in principe een uni-axiaal type is, kunnen er ook in de dwarsrichting krachten op uitgeoefend worden. De treksterkte in de dwarsrichting moest daarom minstens 100 kN/m bedragen. De zinkstukken zijn 20 m breed. Er moeten bijgevolg 4 banen naast elkaar geplaatst worden, onderling verbonden met een sterkte van meer dan 100 kN/m. Geotextielen worden gewoonlijk dwars aan elkaar gezet met speciale handnaaimachines en polyester naaigaren. De naad zal altijd een zwakke plek zijn, aangezien de sterkte van de inslaggarens (dwars) niet over de naad doorloopt naar de garens van het aanliggende geotextiel. Bovendien beschadigt het naaiproces het geotextiel omdat de naalden van de naaimachines doorheen de garens van de zelfkant prikken. De zelfkant is de rand van het

60


geotextiel, waar de inslagdraden van richting veranderen (omkeren). De sterkte van een naad bedraagt slechts een percentage van de dwarssterkte van het geotextiel. Bij geotextielen van 20 kN/m bedraagt de naadsterkte circa 80 % van de sterkte van het geotextiel, maar met het toenemen van de sterkte neemt de efficiëntie van de naad (als functie van inslagsterkte van het geotextiel) snel af tot 50 % en minder. De polyester garens van het geotextiel zijn bovendien erg glad, waardoor hun onderlinge wrijving klein is en een goede naadverbinding extra moeilijk wordt. TenCate heeft voor de oplossing gezorgd door een geotextiel te produceren met een speciale zelfkant van 12 cm breed. Deze zelfkant is uitgevoerd met een platte en stabiele weefbinding, waardoor hij in elkaar kan plooien met de aangrenzende zelfkant van de volgende geotextielbaan. Deze typische ‘J-naad’ wordt zes keer parallel doorgestikt (figuur 27). Een naadsterkte van 100 kN/m is het resultaat, met een inslagsterkte van 250 kN/m.

Texion, partner van TenCate, op de werf De geotextiel rollen werden op het werk geleverd en naast elkaar uitgerold. Specialisten van Texion kwamen de zes parallelle naden stikken. Hun werk was afhankelijk van de weersomstandigheden (getijden en wind) maar ze bleven steeds beschikbaar 7 dagen op 7, 24 uur op 24. De ploeg van Texion stond paraat om aan de slag te gaan wanneer de omstandigheden het toelieten, zodra vanuit de werf werd opgeroepen om enkele banen aan elkaar te zetten. Naast het verbinden door het aan elkaar naaien worden ook de lussen nabij de zelfkanten één per één verbonden met de lussen van het aangrenzende geotextiel. Er wordt op gelet de wiepen die dwars liggen, door te laten lopen over de geotextiel naad. De dwarsverbinding tussen twee geotextielen komt tot stand door een naainaad van 100 kN/m, lussen en touwtjes, en een overdracht van krachten door de doorlopende bundels wiepen. Vanwege de snelle vorderingen op het werk en de korte levertermijnen voor het geotextiel, diende een just-in-time aflevering te worden gewaarborgd: produceren, controleren, certificeren, afleveren, uitrollen, ballasten tegen opwaaien, aan elkaar confectioneren. Omdat de zinkstukken verschillende zijn in lengte, diende een logistieke organisatie aan de slag met korte beslissingslijnen tussen de werf en de fabriek voor het produceren van de gewenste geotextiel lengtes op rol, een veelvoud van wat nodig is op het werk, dit om dure snijverliezen te voorkomen.


Sterkte van de lussen De ingeweven lussen laten toe op het geconfectioneerde geotextiel een rooster van rijshout (wiepen) te bevestigen. Omdat de lussen ingeweven zijn, is er op deze plaats geen onderbreking of discontinuïteit van het geotextiel. De gronddichtheid blijft gewaarborgd. Aan deze lussen zal stevig getrokken worden: zij verbinden het rijshout met het geotextiel. Bij hoogwater worden de zinkstukken van de zate gesleept. Tijdens dit verslepen over het beton, de zate is een bestaande betonvloer, en later over het water, moeten de lussen grote krachten opvangen. Het oppervlak van de zate oogt vlak, toch is de wrijving groot vanwege het

oppervlak van ca 800 - 1000m2 per zinkstuk. De sleepboot moet minutenlang volle kracht vooruit om het zinkstuk langzaam in beweging te krijgen.

Gronddichtheid en waterdoorlatendheid Hoe groter de waterdoorlatendheid, hoe groter ook de openingen die de gronddichtheid bepalen. In wezen zijn dit twee tegenstrijdige voorwaarden. Er dient met andere woorden een gulden middenweg gezocht, waarbij de waterdoorlatendheid voldoende groot is en toch geen deeltjes doorspoelen. Gezien de heel grote treksterkte is er veel materiaal aanwezig in het geotextiel. De vezels zitten dicht tegen elkaar aangedrukt. Van-

daar de kleine 0 90-waarde van 80 micron.

Certificatie van het geotextiel In België is het een wettelijke verplichting van de aanbestedende overheid om na te gaan of alle producten die verwerkt worden op een werf, beantwoorden aan de voorwaarden in het bestek. Voor het geotextiel Geolon® PET 1600/250 werd deze taak toevertrouwd aan Copro. Onder instructie en toezicht van Copro werden proeven uitgevoerd in de fabriek (figuur 28 en figuur 29) en in een onafhankelijk laboratorium. Pas na goedkeuring mag het geotextiel op transport naar de werf.

Figuur 26 - Het geotextiel Geolon PET 1600/250 met naast mekaar (van links naar rechts) de garens en hun typische weefbinding die deze in de langsrichting (ketting) strak legt, de ingeweven lus voor het bevestigen van het rijshout, de bindgarens (zwart) die voor stabiliteit zorgen maar niet ‘meewerken’ en de speciale zelfkant die zal toelaten een 100 kN/m dwarsverbinding (inslag richting) te realiseren met de aanliggende geotextiel baan.

Figuur 28 - Beproeving van de treksterkte van het geotextiel in een trekbank. De verlenging tijdens het opbouwen van de spanning, door de verplaatsing van de klemmen, wordt gemeten op het geotextiel. Dit gebeurt door lasers, die de twee merktekens volgen (labo TenCate).

61

Figuur 27 - Specialisten van Texion realiseren de speciale verbindingsnaden op het werk: samenkomende zelfkanten strak tegen elkaar leggen, samen omplooien, zes maal parallel doorstikken.

Figuur 29 - De resultaten van de meting in kN verschijnen op het computerscherm in een trek- en rek grafiek. De gemeten waarden worden opgeslagen zodat statistische informatie, zoals standaardafwijking, voor een bepaald type geotextiel kan berekend worden (labo TenCate).


Zetting en consolidatie De bodemgesteldheid verschilt duidelijk van plaats tot plaats. Ook de zetting zal dus op een andere manier verlopen. En bijgevolg moeten we zowel rekening houden met de globale situatie als met de differentiële zettingen. De te verwachten globale zetting zal 1,00 à 1,30m bedragen. Aangezien de havendammen in verschillende fasen zijn aangelegd, zal de zetting zich grotendeels tijdens de uitvoering voltrekken. Dit wordt gecompenseerd door naar de verschillende niveaus toe te werken.

bevestigd aan betonblokken en op locatie van de vorige CPT’s aangebracht. Een vierde piëzometer is als referentie op een vaste locatie geplaatst.

van het laboratorium van de Afdeling Weg- en Waterbouw van de UGent verdient een woord van dank voor het uitvoeren van de modelproeven.

De zettingen zijn voortdurend gemeten en vergeleken met de vooraf berekende theoretische waarden. Zodra de hoogte +3,00 m TAW bedroeg, is een plaat geïnstalleerd om verdere zettingen te monitoren. Dit proces van nauwkeurig meten heeft uiteindelijk het moment aangegeven waarop de kruin kon worden aangebracht.

Referenties

Sterkste geotextiel ooit Een differentieel zettingsgedrag is geen probleem wat de kern in stortsteen en deklaag betreft, omdat de structuur van stenen en geotextiel vervormingen zonder breuk of bezwijken toelaat. Voor de kruin van de dam daarentegen is een massief betonnen structuur voorzien, en bovenop de westelijk gelegen dam zal bovendien een promenade aangelegd worden. Bij het ontwerp en de uitvoering van de kruin is rekening gehouden met het zettingsgedrag van de havendammen. Aan het geotechnisch ontwerp van de westelijke dam is een uitgebreid onderzoek voorafgegaan, zowel on site als in het laboratorium. Het zettingsgedrag, dat aanvankelijk theoretisch is benaderd, is permanent gemonitord. Drie piëzometers zijn

Na een grondig bodemonderzoek en na het deskundig afwegen van alle mogelijke scenario’s is ervoor gekozen om het super geotextiel Geolon® 1600/250 kN/m toe te passen op de slappe ondergrond in de haven van Oostende. Het gebruik van een dergelijk ‘super’ geotextiel over een lengte van 350 meter is ongezien in de maritieme engineering. De haven van Oostende is nu klaar om schepen tot 200 meter met open armen (lees: havendammen) te ontvangen.

Met dank aan De auteurs willen de ingenieurs van TechnumTractebel Engineering speciaal bedanken voor hun analyse met de Plaxissoftware. De technische staf

– De Rouck J., Van Damme L. Overall Slope Stability of Rubble Mound Breakwaters. Proceedings of 25th International Conference on Coastal Engineering, ICCE 1996. ASCE, 1603-1616 – Van der Meer J.W., Tutuarima W.H., Burger G. (1996). Influence of rock shape and grading on stability of low-crested structures. Proceedings of 25th International Conference on Coastal Engineering, ICCE 1996. ASCE, 1957-1970 – Vanneste D. DBO107/88a Design of Oostende Harbour: Numerical Simulation of Wave Propagation. Inside Area Breakwaters. Ghent University, December 2008. – Verhaeghe, H., Van Damme, L., Goemaere, J., De Rouck, J., Van Alboom, W., 2010. Construction of two new breakwaters at Ostend leading to an improved harbour access, Proceedings of 32nd International Conference on Coastal Engineering, ICCE 2010. ASCE. 쎲

Geotechniek: overal actueel

64


Hoezo crisis?

Nederland is alweer een vakblad rijker! Wat vakblad Geotechniek betekent voor het geotechnisch werkveld, zo werkt het nieuwe COST and VALUE aan haar reputatie in de wereld van kostencalculatie. Download een pdf via www.uitgeverijeducom.nl (klik naar rechts in de rij uitgaves). Breng het onder de aandacht van uw collega’s bij kostencalculatie. COST and VALUE wordt door Educom uitgegeven m.m.v. de Dutch Association of Cost Engineers (DACE).

Uitgeverij Educom BV www.uitgeverijeducom.nl

kunst INCLUSIEF JAARGANG 17 NUMMER 1 JANUARI 2013 ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR HET GEOTECHNISCHE WERKVELD

Recommend Documents