Schade aan buisleiding door aardbeving

Schade aan buisleiding door aardbeving fase 1 inventarisatie

dr. H.M.G. Kruse dr. ir. P. Hölscher

1001649-000

© Deltares, 2010

1001649-000-GEO-0011, Versie 06, 14 december 2010, definitief

Inhoud Lijst van Tabellen

i

Lijst van Figuren

ii

1 Inleiding 1.1 Algemeen 1.2 Opzet van de studie 1.2.1 Algemeen 1.2.2 Grootte van de Aardbeving belasting 1.2.3 Overzicht leidingtypen 1.2.4 Overzicht schademechanismen 1.2.5 Vaststellen en beoordelen risico’s

3 3 3 3 3 4 4 4

2 Ervaringsdata schade aan buisleidingen in de literatuur 2.1 Inleiding 2.2 Bevindingen in relatie tot geïnduceerde aardbevingen 2.2.1 Internationale literatuur 2.2.2 Tectonische aardbevingen in Nederland 2.3 Conclusies

5 5 5 5 8 8

3 Aardbevingsbelastingen 3.1 Algemeen 3.2 Tijdelijke grondbeweging 3.2.1 Optredende belasting 3.2.2 Parameters voor berekeningen buisleidingen 3.2.3 Bodemprofielen 3.2.4 Tijdsignalen 3.3 Permanente grondbeweging

11 11 12 12 15 15 15 16

4 Leidingen 4.1 Veel toegepaste leidingtypen 4.2 Toestand van de leiding 4.3 Parameterkeuze voor deze studie

19 19 19 20

5 Schademechanismen 5.1 Algemeen 5.2 Beschouwing Eurocode 8-4 5.3 Primaire schademechanismen 5.3.1 Voorbijgaande grondbewegingen en continue leidingen 5.3.2 Voorbijgaande grondbewegingen en gelede leidingen 5.3.3 Permanente grondbewegingen en continue leidingen 5.3.4 Permanente grondbewegingen en gelede leidingen 5.4 Secundaire schademechanismen 5.4.1 Bochten en T-stukken 5.4.2 Aansluitingen op constructies

21 21 21 22 22 22 23 24 24 24 25

6 Globale beoordeling mechanismen kortdurende bewegingen

29

Schade aan buisleiding door aardbeving

i


6.1 6.2 6.3

6.4 6.5

6.6

Algemeen Elastische analyse Pipeline Seismic Response Diagram voor continue leidingen 6.3.1 Compressie golven 6.3.2 Schuifgolven 6.3.3 Uitwerking voor langsgolven op continue leidingen 6.3.4 Uitwerking voor schuifgolven op continue leidingen 6.3.5 Nadere beschouwing van de methode O’Rourke voor stalen leiding Nadere analyse gesegmenteerde leidingen Bochten en aansluitingen 6.5.1 Bochten en aansluitingen 6.5.2 Aansluiting aan een constructie Conclusie 6.6.1 Rechte leiding 6.6.2 Bijzondere situaties 6.6.3 Quasi-statische beschouwing

29 29 29 30 32 33 33 34 36 36 36 36 38 38 38 38

7 Globale beoordeling mechanismen permanente verplaatsingen 7.1 Inleiding 7.2 Liquefactie 7.3 Afschuiving van taluds 7.4 Verplaatsingen langs breuken. 7.5 Conclusies 7.6 Kans van optreden

39 39 39 42 44 46 46

8 Conclusies en aanbevelingen 8.1 Conclusies 8.2 Gevolgen van schade

47 47 47

9 Literatuur

49

Bijlage(n) A Geologische provincies

A-1

B Schade waarnemingen Dash en Jain (2007)

B-1

C Algemene achtergrond informatie aardbevingsgolven C.1 Algemeen C.2 Golfsnelheden C.3 Amplitude afname met de afstand C.4 Belasting C.5 Rek in de grond

C-1 C-2 C-2 C-3 C-3 C-4

D Bodemprofielen

D-1

E Aardbevingssignaal Roswinkel, 19 feb 1997

E-1


ii


Lijst van Tabellen Tabel 3.1 Tabel 4.1 Tabel 4.2 Tabel 6.1 Tabel 6.2 Tabel 6.3

Voorlopig gekozen waarden voor analyse van buisleidingen Parameters voor continue leidingen Parameters voor gelede leidingen Resultaten elastische analyse Parameters voor rekenvoorbeeld Bodemstijfheid voor verschillende leidingen in verschillende bodemsoorten

Tabel D.1 Tabel D.2 Tabel D.3 Tabel D.4 Tabel D.5

Golfsnelheden uit sondering nabij Odoorn Golfsnelheden uit sondering Groningen [CUR 166] Golfsnelheden Golfsnelheden uit sondering Groningen [CUR 166] Golfsnelheden uit sondering S07E00145 nabij Loppersum Groningen Golfsnelheden uit sondering S07E00145 nabij Loppersum Groningen


15 20 20 29 33 37 D-2 D-3 D-3 D-4 D-5

i


Lijst van Figuren Figuur 2.1 Figuur 3.1

Figuur 3.2 Figuur 3.3 Figuur 3.4 Figuur 3.5 Figuur 3.6 Figuur 5.1 Figuur 5.2 Figuur 5.3 Figuur 6.1 Figuur 6.2 Figuur 6.3 Figuur 6.4 Figuur 7.1

Figuur 7.2 Figuur 7.3

Figuur D.1 Figuur D.2 Figuur D.3 Figuur D.4 Figuur D.5 Figuur E.1 Figuur E.2 Figuur E.3

Schade frequentie bij natuurlijke aardbevingen [O’Rourke, Liu, 1999] 6 Het optreden van geïnduceerde aardbevingen door verschuiving langs breuken in en boven reservoir gesteente ( bron de Mulder 2003, overgenomen uit Wassing 2008) 11 De maximale grond snelheid [S-golven] voor een herhalingsperiode van 100 jaar [Wassing 2008] 12 Ruimtelijke spreiding van de maximale snelheid (S-golven) bij een herhalingsperiode van 100 jaar. (Wassing 2008) 13 Site response in de bovenste grondlagen (Wassing 2008) 14 Maximale snelheden in ongunstige situaties voor S-golven, herhalingsperiode = 10 jaar (Wassing 2008) 14 Permanente grondbewegingen [ O’Rourke et al 2001] 17 Bezweken leiding door trekbelasting (Dash and Jain 2007) 22 Lekkende gelede waterleiding door overmatige hoekverdraaiing (aardbeving Sumatra 2004, Dash and Jain 2007) 23 Bewegingsmogelijkheden bij aansluitingen 27 Pipeline Seismic Response Diagram [O’Rourke, 1998] 30 Principe voor ontwerpgrafiek beoordeling leiding 31 Ontwerpaardbevingen met maximale vs / Ts verhouding 33 Beschouwing volgens [O’Rourke 1998] voor stalen leiding in veengrond 35 Indicatieve uitwerking volgens Youd et al (2001) voor een zandgrond met een hoge grondwaterstand (0,5m –mv) voor de bepaling van de kritische conusweerstand waarbij verweking optreedt ( M= 4 en a= 4,2 (m/s2) 41 Stabiliteit van een aardebaan zonder aardbeving, veiligheidsfactor =1,31 = stabiel 43 2 Stabiliteit van een aardebaan bij aardbeving met a =6,3 m/s , veiligheidsfactor =0,67 = instabiel 43 Snelheidsprofiel nabij Odoorn Snelheidsprofiel Groningen op basis [CUR 166] Golfsnelheden uit sondering nabij Oostwold Scheemda Golfsnelheden nabij Loppersum Groningen Golfsnelheden voor profiel in Alkmaar Noord Versnelling, snelheid en verplaatsing in oostwest richting Versnelling, snelheid en verplaatsing in verticale richting Versnelling, snelheid en verplaatsing in noordzuid richting


D-2 D-3 D-4 D-5 D-6 E-2 E-3 E-4

ii


1 Inleiding 1.1

Algemeen De aardgaswinning in Noord Nederland leidt tot spanningsveranderingen in de bodem. Hierdoor ontstaan in sommige velden regelmatig bodemtrillingen. Dit verschijnsel heet geïnduceerde seismiciteit. Het is van belang voor de Nederlandse operators dat de aardgaswinning geen schade aan andermans eigendommen toebrengt. In dit kader wordt nagegaan hoe sterk de bodemtrillingen zijn en in hoeverre deze bodemtrillingen bedreigend zijn voor de integriteit van bestaande constructies, waaronder buisleidingen. De Nederlandse operators hebben behoefte aan een aanpak om deze risico’s voor buisleidingen te beoordelen. Deltares verricht daarom deze studie met de doelstelling de risico’s van door aardebevingen geïnduceerde bodemtrillingen op buisleidingen inzichtelijk te maken. De studie wordt in 2 fasen uitgevoerd. In fase 1 worden de risico’s algemeen geïnventariseerd en globaal beoordeeld. Eventuele risico’s die nadere studie behoeven worden geïnventariseerd. Deze worden in de tweede fase nader bekeken. Dit kan gebeuren als een risico nog niet goed beoordeeld kan worden of het risico te groot blijkt te zijn. De twee fasen moeten gezamenlijk opleveren: Een breed overzicht van de risico’s voor buisleidingen. Een globale inhoudelijke beoordeling van deze risico’s. Een beoordelingsmethode voor de risico’s die groot geacht worden (fase 2).

1.2 1.2.1

Opzet van de studie Algemeen Inventarisatie en globale beoordeling van de risico’s worden uitgevoerd in fase 1. Bij de inventarisatie zijn de volgende parameters van belang: Grootte van de aardbevingsbelasting. Overzicht van de verschillende leiding typen. Overzicht van de verschillende schademechanismen voor de verschillende leidingen. Na afronden van de inventarisatie worden de risico’s vastgesteld en globaal beoordeeld. Voorafgaand aan de beschouwing wordt eerst een overzicht gegeven van de literatuur over schade aan leidingen door aardbevingen. Hierbij worden de bevindingen ook vergeleken met de waarnemingen tot nu toe.

1.2.2

Grootte van de Aardbeving belasting Bepaling van de maatgevende bodemtrillingen die door aardgaswinning veroorzaakt worden. Het betreft hier de schatting van de dynamische bodembewegingen in de ondiepe ondergrond (van maaiveld tot -30 m). De grootte van de verplaatsing, de versnelling, de frequentie inhoud en duur van de trillingen zijn nodig. Tevens wordt aangegeven welke golflengtes optreden, aangezien het niet zozeer de verplaatsingen als wel de verschilverplaatsingen zijn die de krachten in de leidingen veroorzaken.


3 van 69


Het betreft hier geïnduceerde aardbevingen. Er moet rekening gehouden worden met een mogelijk andere golfkarakteristiek. De standaard procedure van de Eurocodes is niet toepasbaar voor het bepalen van de aardbevingssterkte. 1.2.3

Overzicht leidingtypen Aangezien verschillende leidingtypen verschillend op aardbevingsbelastingen reageren wordt een overzicht van de in deze studie beschouwde leiding typen gegeven.

1.2.4

Overzicht schademechanismen Op basis van de beschikbare literatuur wordt nagegaan welke mechanismen voor het optreden van schade door aardbevingen in het algemeen beschouwd worden en welke modellen beschikbaar zijn. Op basis van dit literatuur onderzoek wordt een eerste globale schatting van de risico’s gemaakt en aangegeven welke rekenmodellen toepasbaar zijn voor de onderhavige problematiek.

1.2.5

Vaststellen en beoordelen risico’s Op basis van engineering judgement, onderbouwd door enkele berekeningen en literatuur onderzoek, worden de risico’s voor schade aan leidingen vastgesteld en beoordeeld. Ten slotte wordt een uitspraak gedaan over de beoordeelde risico’s. Aangegeven wordt welke risico’s in algemene zin verwaarloosd kunnen worden en welke nader beschouwd moeten worden. Dit laatste kan betekenen dat in fase 2 of een nauwkeurigere beschouwing wenselijk is of een rekenregel of procedure opgesteld moet worden om een ontworpen leiding te beoordelen.


4 van 69


2 Ervaringsdata schade aan buisleidingen in de literatuur 2.1

Inleiding In de literatuur zijn enkele studies beschikbaar waarin aan de hand van de geconstateerde schade gevallen empirische relaties voor verwachte schade gegeven worden. Tevens tracht men op basis van post-analyse lessen te trekken voor beter ontwerp van een leiding of een heel netwerk. De schades aan leidingen worden vaak uitgedrukt in het aantal schades per km. Op dit moment zijn geen studies naar de schade aan leidingen door geïnduceerde aardbevingen bekend. Internationaal wordt na optreden van natuurlijke aardbevingen (met name in de VS) vaak een schade analyse uitgevoerd. Dash en Jain [2007] hebben waarnemingen van verschillende onderzoekers gebundeld en in een tabel weergegeven. Deze tabel is weergegeven in Bijlage B. Uit de tabel met gegevens van ernstige aardbevingen volgen verschillende vormen van schade. Schade door de passerende aardbevingsgolven en schade door blijvende grondverplaatsingen worden gerapporteerd (afschuivende grondmassa’s, verweking van de grond). Daarnaast wordt vaak ernstige vervolgschade gerapporteerd, waaronder branden bij gebroken gasleidingen en het niet meer functioneren van het hele transportnetwerk. De problematiek is dus niet a priori verwaarloosbaar. Er moet rekening gehouden worden met zowel de invloed van de tijdelijke grondbelasting als de invloed van de permanente grondbelasting. De literatuur is gezocht in de geotechnische bibliotheek van Deltares. Daarnaast is het digitaal beschikbare archief van het tijdschrift ‘Soil Dynamics and Earthquake Engineering’ geraadpleegd. Dit gaat terug tot 1986.

2.2

2.2.1

Bevindingen in relatie tot geïnduceerde aardbevingen In deze paragraaf wordt de beschikbare literatuur met ervaringsdata bekeken, waarbij getracht wordt conclusies te trekken voor de sterkte van de geïnduceerde aardbevingen zoals die in Nederland momenteel verwacht worden. Internationale literatuur De volgende ervaringsdata zijn beschikbaar (de figuur nummers verwijzen naar de originele referenties): O’Rourke 1998 Uit Figuur 16c: kan worden afgelezen dat bij een grond pieksnelheid van 200 mm/s 0.02 reparaties per km worden verwacht, dus er treedt gemiddeld op een leiding van 50 km één beschadiging op. O’Rourke et al, 2001 Figuur 13 geeft echter andere getallen aan. Bij een piek grondsnelheid van 200 mm/s varieert het aantal schades van 0.06 voor asbest cement tot 0.6 voor stalen leidingen. Dat wil zeggen dat er per 16 km asbest cement leiding een beschadiging verwacht wordt, terwijl dit voor stalen leiding per 1.6 km het geval is.`


5 van 69


O’Rourke en Liu, 1999 In Alaska, 1964, waren de meeste van de 300 schades aan leidingen veroorzaakt door afschuivingen en grondbreuk (scheurvorming, hoogteverschil) Kortdurende tijdelijke grond beweging (de trilling) Figuur 1.1 geeft een gemiddelde schade van 0.025 / km bij een grond piek versnelling van 1 m/s2 gebaseerd op empirie. Figuur 1.2 (in dit rapport geschetst in Figuur 2.1) geeft voor de gemodificeerde Mercalli schaal (6 op de gemodificeerde Mercalli schaal komt overeen met 5 op de schaal van Richter en 7 op de gemodificeerde Mercalli schaal komt overeen met 6 op de schaal van Richter, zie bijvoorbeeld USGS, 2010) bij magnitude 6 schade getallen van 3*10-5 tot 10-2 afhankelijk van het soort leiding. Opvallend hierbij is de constatering dat bij gelaste buizen de soort las maatgevend is voor de schade kans. (O’Rourke en Liu maken bij “welded steel” onderscheid tussen caulked joints, gas-welded, arc-welded grade A, grade B and grade X. De caulked welds ontbreken in de figuur.) Figuur 1.3 geeft het aantal geconstateerde schade gevallen als functie van de horizontale trillingssterkte (die bij passage van een oppervlaktegolf groter is dan de verticale). Bij trillingssnelheid 100 mm/s wordt 0.01 schade per km gegeven, dat wil zeggen: één schadegeval per 100 km leiding.

10

Schades per kilometer

1

0.1

0.01

0.001

gelast staal gas vlam asbest cement, beton PVC gietijzer, gelast staal geteerde las gelast staal, vlamboog las gietijzer lage kwaliteit gelast staal met vlamboog hoge kwaliteit

0.0001

0.00001 6

7

8

9

10

Gemodificeerde Mercally intensiteit

Figuur 2.1

Schade frequentie bij natuurlijke aardbevingen [O’Rourke, Liu, 1999]

Permanente grond verplaatsing Figuur 1.4 en 1.5 geven tot een permanente (verplaatsing van orde 100 mm = 0.1 m) een lineaire toename van het aantal breuken per km als functie van de grondverplaatsing. Bij Schade aan buisleiding door aardbeving

6 van 69


0.1 m grondverplaatsing treden 10 breuken per km op. Bij grotere grondverplaatsingen is het aantal breuken nauwelijks nog hoger, vermoedelijk omdat dan de meeste leidingen al bezweken zijn. Figuur 1.6 geeft aan dat het type leiding hierbij weer een rol speelt, de spreiding is weer een factor 20 (de sterkste leiding geeft 20 keer minder schade dan de zwakste leiding). Ten slotte geeft Figuur 1.7 aan dat de ervaring leert dat zelfs bij een laag aantal breuken (1 per 100 km) 1 op de 10 netwerken niet meer functioneert. Bij 0.3 breuken per km is nog 1 van elke 10 netwerken bruikbaar. Pradipta Banerji, 1992, Figuur 2 geeft voor relatief zware aardbevingen (kracht 6 op de modified Mercalli schaal) 0.04 tot 0.06 reparatie per kilometer (één reparatie per 25 tot 16 km), een en ander afhankelijk van het type leiding. Wang, O’Rourke, 1998 Het aantal schades is gerelateerd aan de grondsoort: hoe slapper de grond, des te meer schades worden er waargenomen. Japanse resultaten geven aan dat bij Magnitude 7 het aantal schades door grondtrilling dramatisch toeneemt. Maar, het hangt ook af van de bodem situatie, als er veel blijvende deformaties optreden, is het beeld veel minder duidelijk. Er lijkt geen verband te bestaan tussen het aantal schades en de leiding diameter, zowel een toenemende als een afnemende schade kans met toenemende diameter worden gerapporteerd. Er bestaat ook geen verband tussen het doel en het belang van de leiding. Wel neemt het aantal schades toe als de leiding in verschillende grondsoorten loopt (en dus grond overgangen kruist). Ook is een leiding die evenwijdig loopt aan de richting van de aardbevingsgolven 2.5 keer zo gevoelig voor schade als in de richting er loodrecht op. Uit Japans onderzoek is gebleken dat ver weg van de bron (lage frequenties overheersen) de leiding vrijwel volledig met de grond meebeweegt. Nabij de bron (hoge frequenties overheersen) ontstaan relatief meer verschillen, maar deze blijven klein. De leiding heeft weinig invloed op de grondverplaatsing, de massa van de leiding speelt nauwelijks een rol in de responsie. Zowel buig als normaalspanningen treden op, maar de normaalspanningen overheersen het gedrag. De overheersende frequentie heeft meer invloed op de spanningen dan de sterkte van de trillingen. Compressie golven die zich evenwijdig aan de leiding voortplanten, leiden tot axiale spanningen, terwijl schuifgolven die zich onder een hoek van 45 graden op de leiding voortplanten, ook leiden tot axiale spanningen. Wang en O’Rourke geven een aantal adviesregels voor het ontwerp aan. Hoewel buiten het directe bestek van dit onderzoek, worden deze hier toch weergegeven, aangezien deze vice versa aangeven waar de grootste risico’s te verwachten zijn: Blijf weg van potentiële scheuren en leg de leiding loodrecht op de scheur, nooit evenwijdig. Leg geen leidingen op (of nabij) steile hellingen. Zorg voor redundantie in het netwerk. Plaats kleppen die het systeem beveiligen tijdens aardbevingen.


7 van 69


Gebruik taai materiaal, zodat relatief grote vervormingen zonder breuk mogelijk zijn. Zorg voor grote rotatie capaciteit in gelede leidingen. Besteed extra zorg aan leidingen in leidingen tunnels, dit is vaak een goede beschermingsmaatregel. Plaats op breuklijnen extra expansie elementen. Davis Bardet 2000 Davis en Bardet analyseren de schade bij een waterleidingennetwerk (bestaande uit corrugated metal pipes = geribde metalen leidingen, die dus relatief flexibel zijn) ten gevolge van de 1994 Northridge aardbeving. De maximale trillingssnelheid van de bodem varieerde van 500-1600 mm/s. Van de kleine diameter leidingen is er slechts één beschadigd, terwijl de grote diameter leidingen (D > 1 m) veel meer schade hebben. Opvallend is dat de verbindingen en dergelijke hier niet afzonderlijk genoemd worden als bijzondere risico factor. Loeches 1995 Geeft aan dat uitsluitend het optreden van permanente verplaatsingen een probleem is, niet de aardbevingsgolven zelf. Dit is niet in lijn met de voorgaande bevindingen. 2.2.2

Tectonische aardbevingen in Nederland Nederland kent ook natuurlijke, zogenaamde tectonische aardbevingen. De sterktse (en bekendste) aardbeving is geweest in Roermond in 1992. Voor zover bekend is hierbij geen schade opgetreden aan leidingen. Er zijn wel duidelijk blijvende gronddeformaties geweest. Op internet bestaat een lijst met tectonische aardbevingen in Nederland (KNMI 2010b). De aardbevingen in Voerendaal van 7 maart 2001 en 23 juni 2001 zijn met betrekking tot de magnitude en diepte redelijk vergelijkbaar met de geïnduceerde aardbevingen (magnitude 3.1 op diepte 5.0 km respectievelijk magnitude 3.9 op diepte 3.7 km. Het KNMI meldt dat deze aardbevingen dieper plaatsvinden dan de kolenwinning, en dus hoofst waarschijnlijk een tectonische oorsprong hebben: de Kunrade breuk. De site meldt over de schade: “Na de bevingen op 7 maart was er geen schade aan gebouwen gerapporteerd, na de bevingen op 23 juni waren er meldingen van losgeraakte dakpannen, schade aan schoorstenen, losrakend pleisterwerk en tenslotte een scheur in het wegdek.” Significante schade aan leidingen wordt niet gemeld, en zal derhalve klein geweest zijn. Op 7 december 1985 is bij Kunrade een hoofdschok geweest met magnitude 3.0 en diepte 5.0 km. Een andere aardbeving met vergelijkbare magnitude en diepte is in 1980 bij Heythuysen geweest. Hierover is geen informatie over de schade gevonden. Geconcludeerd kan worden dat er in Nederland geen meldingen van schade aan leidingen door natuurlijke aardbevingen bekend zijn.

2.3

Conclusies Op basis van extrapolatie van de bestaande kennis voor zware natuurlijke aardbevingen naar het verwachte magnitude nivo van 3 à 4 kan verwacht worden dat bij het zwaarst verwachte type aardbeving het schade getal ongeveer 0.001 /km zal zijn, met andere woorden per 1000 km leiding zal één schade geval optreden. Er moet wel rekening gehouden worden met de situatie dat hierdoor wel onverwacht de capaciteit van het gehele netwerk kan worden aangetast. Hierbij wordt uitgegaan dat de signaal karakteristiek weinig invloed heeft.


8 van 69


Verder bestaat de indruk dat de grote diameter leidingen kwetsbaarder zijn dan de kleine diameter leidingen. Het type leiding is relevant. De meeste schade wordt veroorzaakt door de permanente verplaatsingen als gevolg van de aardbevingen.


9 van 69



10 van 69


3 Aardbevingsbelastingen 3.1

Algemeen Een aardbeving kan door de mens worden veroorzaakt of op natuurlijke wijze optreden. In beide gevallen vindt er een beweging in de aardkorst plaats. Door spanningsverandering in de aardkorst bewegen delen van de aardkorst ten opzichte van elkaar. De beweging gebeurt schoksgewijs; dit leidt tot golfbewegingen in de aardkorst. Deze natuurlijke bewegingen concentreren zich in zogenaamde breuken. Bij natuurlijke aardbevingen vindt de beweging van de delen van de aardkorst meestal plaats op grote diepte en worden aan het aardoppervlak vaak alleen de golfbewegingen waargenomen. De golven veroorzaken een tijdelijke grondbeweging. In enkele gevallen, langs grote breuklijnen, wordt er aan het maaiveld een verschil verplaatsing van twee aardkorstdelen gesignaleerd. Soms geeft de golfbeweging aanleiding tot een blijvende vervorming, bijvoorbeeld een talud afschuiving. Dit zijn voorbeelden van permanente grondbewegingen.

Figuur 3.1

Het optreden van geïnduceerde aardbevingen door verschuiving langs breuken in en boven reservoir gesteente ( bron de Mulder 2003, overgenomen uit Wassing 2008)

De beschouwingen in de internationale literatuur zijn primair voortgekomen uit de situatie bij zware aardbevingen. Het doel van deze studie is na te gaan welke mechanismen relevant zijn voor de situatie bij de aardgaswinning. De aardbevingen door aardgaswinning zijn lichter dan de aardbevingen die wereldwijd optreden. In het algemeen is de bron minder diep dan bij en natuurlijke aardbevingen, namelijk het reservoirniveau. Als een mechanisme in dit rapport opgenomen wordt, betekent dit niet dat het betreffende mechanisme naar verwachting zal optreden, maar dat nagegaan wordt of het mechanisme verwacht mag worden en zo ja, het risico toelaatbaar is.


11 van 69


De karakteristieken van geïnduceerde aardbevingen en natuurlijke aardbevingen verschilt. Natuurlijke aardbevingen zijn veelal sterker, maar het hypocentrum (de plaats in de aardkorst waar de initiërende grondbeweging optreedt) ligt veel dieper, wereldwijd tot boven de 100 km, in Nederland is de diepste aardbeving geregistreerd op 28 km diepte bij oa. Nijmegen en Roermond. Omdat de afgelegde weg van de trillingen veel langer is, treedt er meer spreiding van de golfenergie op. Daardoor duren natuurlijke aardbevingen langer en zijn zij minder schokvormig dan de geïnduceerde aardbevingen, die op ongeveer 3 km diepte ontstaan. Bij vertaling van de bevindingen van natuurlijke aardbevingen naar geïnduceerde aardbevingen moet dit aspect beschouwd worden. 3.2

Tijdelijke grondbeweging De tijdelijke grondbeweging ontstaat doordat een spanningsgolf passeert. Deze spanningsgolf ontstaat door het plotseling vrijwel instantaan ontlasten van de spanningen die ergens in de bodem opgebouwd zijn. Deze golven planten zich in alle richtingen voort, en komen dus ook aan het oppervlak. Daar zijn zij merkbaar door kortdurende, mogelijk intensieve bodembewegingen. De weg naar het aardoppervlak is in het geval van de geïnduceerde aardbevingen zo’n 3 km lang. Over deze afstand treedt ruimtelijke spreiding, materiaal demping en reflectie van de golven op. Aan het maaiveld kunnen grondlagen bij ongunstige omstandigheden versterking van de trilling geven. In Bijlage C staat een algemeen overzicht van aardbevingsgolven. In deze paragraaf wordt de grootte van de belasting beschreven. De beschrijving is gebaseerd op eerdere studies van TNO-NITG [Wassing et al 2004]. Deze zijn gebaseerd op een combinatie van geologische kennis en empirische gegevens van opgetreden aardbevingen.

3.2.1

Optredende belasting Uit het meten van de versnelling die optreedt bij een aardbeving kan de snelheid worden afgeleid. Uit analyse van de gemeten waarden kan statisch de maximale snelheid voor een bepaald herhalingsinterval worden berekend. In de onderstaande Figuur is voor een aantal geïnduceerde aardbevingen de maximale snelheid, voor een herhalingsperiode van 100 jaar, weergegeven voor S-golven.

Figuur 3.2

De maximale grond snelheid [S-golven] voor een herhalingsperiode van 100 jaar [Wassing 2008]

In de Figuur 3.2 is te zien dat door demping de snelheid afneemt op grotere afstanden van de bron van de aardbeving. Door TNO zijn kaarten gemaakt waarop het ruimtelijke effect van de


12 van 69


snelheidafname bij de verschillende bronnen ( bij aardgasvelden) is te zien. Een kaart voor een herhalingsperiode van 100 jaar is weergegeven in Figuur 3.3.

Figuur 3.3

Ruimtelijke spreiding van de maximale snelheid (S-golven) bij een herhalingsperiode van 100 jaar. (Wassing 2008)

De voorgaande figuren zijn gebaseerd op meetresultaten die zich op een bepaalde locatie bevinden. Deze locaties worden gekenmerkt door een bepaalde grondslag die van belang is


13 van 69


voor de zogenaamde site respons van de aardbevingsgolven (Figuur 3.4). Door de eigenschappen van de bovenste grondlagen kan de aardbevingsgolf veranderen.

Figuur 3.4

Site response in de bovenste grondlagen (Wassing 2008)

Indien de grondopbouw afwijkt van de grondopbouw ter plaatse van de meetlocatie kunnen afwijkende maximale snelheden optreden bij eenzelfde bronsignaal van de aardbevingsgolven.

Figuur 3.5

Maximale snelheden in ongunstige situaties voor S-golven, herhalingsperiode = 10 jaar (Wassing 2008)

In Nederland worden de seismische hazard studies altijd uitgevoerd voor de S-golven, deze zijn verantwoordelijk voor de grootste versnellingen en snelheden. De P-golven worden doorgaans niet uitgebreid geanalyseerd. Bij de opgetreden geïnduceerde aardbevingen zijn tot op heden geen Rayleigh golven waargenomen (zie bijlage C voor een korte introductie in golven in de bodem). De Rayleigh golven ontstaan vaak op grotere afstanden van een aardbeving en worden sterk bepaald door de lokale geologische omstandigheden. Volgens het KNMI, die de Nederlandse geïnduceerde aardbevingen heeft geanalyseerd, zijn de Nederlandse geologische omstandigheden dusdanig, dat er geen ontwikkeling van significante Rayleigh golven te verwachten zijn bij een geïnduceerde aardbeving.


14 van 69


3.2.2

Parameters voor berekeningen buisleidingen Uit de voorgaande paragraaf volgen de van belang zijnde parameters voor het toetsen van effecten op buisleidingen. In de onderstaande tabel zijn aan de hand van metingen en analyses van reeds opgetreden geïnduceerde aardbevingen parameterwaarden afgeleid. De parameters worden weergegeven voor een 3 tal bodemprofielen met een stijve toplaag, profielen met een slappe toplaag, en speciale bodemprofielen met een tussen gelegen slappe grondlaag die tot opslingering leidt. Uit de rapportage van Wassing et al (2004) volgt dat de vermenigvuldigingsfactoren respectievelijk 1, 1,5 en 2 bedragen. Uit de metingen volgt dat de R-golven niet voorkomen bij geïnduceerde aardbevingen in Nederland.

Maximale versnelling (m/s2)

Maximale snelheid (mm/s)

Karakteristieke periode (s) Tabel 3.1

Bodemprofiel Stijf Slap special Stijf Slap special

P-golven Onbekend Onbekend Onbekend Onbekend Onbekend Onbekend Onbekend

S-golven 4,2 6,3 8,4 60 90 120 0,1

Voorlopig gekozen waarden voor analyse van buisleidingen

Tot op heden zijn er geen gegevens van de P-golven bekend. Wel is bekend dat de maximale versnelling en de maximale snelheid veel lager zijn dan die van de S-golven. Aangezien de periode waarschijnlijk wel significant kleiner is, is het niet bij voorbaat aan te geven dat de S-golven maatgevend zijn en de P-golven kunnen worden genegeerd. 3.2.3

Bodemprofielen Om de toepasbaarheid van de aangegeven grondprofielen te illustreren is nader onderzoek verricht. Op basis van algemene geologische kennis is in de gebieden met geïnduceerde aardbevingen een beschouwing van de grondopbouw gemaakt. Hiervoor is de geologische provincie kaart van TNO NITG ( Bijlage A) gebruikt. Aan de hand van deze kaart zijn locaties met een specifieke grondopbouw gezocht. Per locatie is in het archief TNO Dinoloket een voor deze locatie karakteristieke sondering geselecteerd. Op basis van vuistregels is vervolgens het schuifgolf snelheidsprofiel afgeleid. Bijlage D geeft de berekend snelheidsprofielen voor de vijf gekozen sonderingen. Hieruit kan worden geconcludeerd dat de profielen zoals die door Wassink 2008 gepresenteerd zijn, bruikbaar zijn voor deze studie. Voor meer gedetailleerde studies moet echter wel rekening gehouden worden met lagere snelheden in de ondiepe grondlagen. Hiervoor zal gecorrigeerd moeten worden. Veld onderzoek zal de ondergrens van de slappe lagen moeten bepalen, die in aardbevingsanalyses gebruikt kunnen worden. Standaard veldonderzoek (sonderingen en boringen) geven hiervoor een goede basis. In kritische situaties kan overwogen worden om een seismische sondering, die direct de golfsnelheid meet, uit te voeren.

3.2.4

Tijdsignalen Bijlage E geeft de geregistreerde versnellingen tijdens een geïnduceerde aardbeving weer [KNMI, 2010]. Het betreft een beving op 19 februari 1997, met magnitude 3.4 bij Roswinkel (Drenthe). Zowel de noordzuid beweging, de oostwest beweging en de verticale beweging


15 van 69


zijn getoond. De versnellingen zijn numeriek geïntegreerd naar snelheid [mm/s] en verplaatsing [mm]. In noordzuid richting treedt een maximale vervorming van 2 mm op, in de oostwest richting ongeveer 1 mm. De verticale beweging is erg klein, waardoor de getoonde verplaatsingen niet realistisch zijn. De maximaal verwachte trillingssnelheid is 120 mm/s (Figuur 3.5). Dit is tweemaal zo groot als in het getoonde signaal. Als wordt verondersteld dat de tijdskarakteristiek van de aardbeving niet verandert bij een sterkere aardbeving, dan kan aangenomen worden dat de maximale verplaatsing ook tweemaal zo groot is. Daarnaast moet rekening gehouden worden met de invloed van de frequentie. De maximale verplaatsing (geschat uit Figuur 3.5) wordt bereikt bij een langere periode, namelijk 0.3 à 0.4 s, of meer. De verplaatsingsamplitude is dan orde 1.8-2.0 hoger dan bij periode 0.1 s. Op basis van deze beschouwing moet rekening gehouden worden met maximale verplaatsingen in de orde van 7 mm voor de slappe bodemprofielen en 4 mm voor de stijvere profielen. 3.3

Permanente grondbeweging De volgende permanente grondbewegingen als gevolg van een aardbeving kunnen worden onderscheiden (O’Rourke, 1998): Liquefactie, verweking van losgepakte granulaire gronden. Verdichting van granulaire gronden. Afschuiven van grondlichamen door de zwaartekracht. Tektonische grondbeweging langs breuken. Verweking is een van de grootste risico’s bij natuurlijke aardbevingen met een grotere magnitude. Door de aardbevingsgolven geïnduceerde rek in de grond resulteert in verschuiving van de granulaire gronddeeltjes, zodat onder de grondwaterspiegel verweking optreedt. Indien het verweekte grond volume niet kan bewegen (geen stromingsmogelijkheden), zijn de gevolgen relatief gering ( kleine grondverplaatsingen), maar indien er wel beweging mogelijk is zijn de grondverplaatsingen aanzienlijk. Het wel of niet optreden van verweking is te berekenen. Bij zeer goed doorlatende granulaire gronden of granulaire gronden zonder grondwater is het mogelijk dat alleen verdichting optreedt en het volume van de grondmassa afneemt. In de geïnduceerde aardbevingsgebieden in Nederland, zal dit verschijnsel naar verwachting tijdens aardbevingen niet significant voorkomen Het afschuiven van grondmassa’s kan alleen gebeuren indien er sprake is van reliëf. Bij aarde banen van wegen en spoorwegen, bij dijken of geluidwallen is derhalve kans op afschuiving aanwezig. Door variatie in grondeigenschappen zullen bij een aardbeving van voldoende sterkte vaak slechts delen van een aardebaan of dijk afschuiven en zal afschuiven niet over de volledige lengte optreden . In de onderstaande Figuur 3.6 is een overzicht van verschillende permanente bewegingen en het effect daarvan op leidingen te zien.


16 van 69


Figuur 3.6

Permanente grondbewegingen [ O’Rourke et al 2001]


17 van 69



18 van 69


4 Leidingen 4.1

Veel toegepaste leidingtypen Er zijn verschillende soorten leidingmaterialen. Het materiaaltype wordt gekozen op basis van het door de leiding te transporteren vloeistof of gas, materiaal eigenschappen, aanleg aspecten e.d. De volgende typen leidingen worden in Nederland veelvuldig gebruikt [NEN 3650]. Gietijzer. Staal. Beton [gewapend, ongewapend en met of zonder plaatstalen kern]. Polyethyleen [PE]. Glasvezel versterkte kunststofleidingen [GVK]. PVC. Stalen en PE leidingen worden vaak gelast aangelegd. De lassen zijn geen locaties van zwakte, indien ze goed worden uigevoerd. Deze leidingen kunnen als continue leidingen worden beschouwd. Betonnen en gietijzeren leidingen worden vaak in elementen aangelegd. De elementen zijn dan vaak verbonden door middel van een mof spie koppeling die een zekere hoekverdraaiing kan ondergaan. Bij GVK kunnen vaste verbindingen in het werk worden gemaakt, maar ook verbindingen die een hoekverdraaiing kunnen ondergaan komen voor. PVC leidingen worden meestal met koppelstukken gelijmd. Deze koppelingen zijn wat stijver dan de leiding, maar mogelijk ook wat sterker. Vooralsnog worden deze leidingen onder de continue leidingen geplaatst.

4.2

Toestand van de leiding Bij installatie van de leiding zijn alle materialen nieuw en op ontwerpsterkte. Door invloeden van buitenaf of van binnenuit kunnen de eigenschapen van de leiding in de loop der tijd veranderen. Zo wordt al reeds bij het ontwerp van PE leidingen rekening gehouden met veroudering van het materiaal door kruip. Ook bij stalen leidingen worden effecten van te verwachten corrosie vaak bij het ontwerp al meegenomen. De verouderingseffecten van koppelingen worden bij het ontwerp van leidingen in het algemeen niet meegenomen. Door ongelijkmatige zettingen kunnen er al initiële spanningen in continue leidingen of initiële hoekverdraaiingen in gesegmenteerde leidingen bestaan. Aangenomen wordt dat deze invloed in de toelaatbare waarden verdisconteerd zijn.


19 van 69


4.3

Parameterkeuze voor deze studie Voor deze studie zijn de volgende parameters gekozen: Type Staal PE 900 PVC Tabel 4.1

Type Gietijzer Beton GVK Tabel 4.2

Diameter [m] 1.22 0.90 0.50

Wanddikte [mm] 19 34.7 19.1

Stijfheid [MPa] 210 000 200 1500

Sterkte [MPa] 240 6.3 25

Parameters voor continue leidingen

Diameter [m] 1.8 2.0 2.0

Element lengte [m] 8 2.4 3.0

Toelaatbare hoekverdraaiing [graden]* 0.3 0.5 0.5

Parameters voor gelede leidingen

*afhankelijk van de diameter

De sterkte betreft de toelaatbare trekspanning, waarbij bij pvc leidingen de sterkte van de lassen maatgevend is. Voor de berekeningen is een indicatie van de bodemstijfheid rondom de leiding nodig. Deze wordt uitgedrukt in de beddingsconstante tegen axiale en transversale beweging. Deze kunnen volgens de NEN 3650 geschat worden. De werkelijke waarde is van veel parameters afhankelijk: de werkelijke grondsoort en specifieke grondeigenschappen (dichtheid, sterkte), diameter leiding, de aanleg diepte en de aanleg wijze. Daarom wordt in dit rapport een range aangegeven, waarvoor de beschouwingen uitgevoerd worden.


20 van 69


5 Schademechanismen 5.1

Algemeen Bij de schademechanismen wordt onderscheid gemaakt tussen primaire schademechanismen en secundaire schademechanismen (Dash and Jain 2007). Primaire schademechanismen treden op bij doorgaande leidingsystemen bij voorbijgaande grondbewegingen of permanente grondbewegingen. Secundaire schademechanismen treden op bij interactie tussen leidingen en andere constructies of niet-doorgaande leidingen zoals T-stukken en 90 graden bochten. De beschouwingen in de internationale literatuur zijn primair voortgekomen uit de situatie bij zware aardbevingen. Het doel van deze studie is na te gaan welke mechanismen relevant zijn voor de situatie bij de aardgaswinning. De aardbevingen door aardgaswinning zijn lichter dan de natuurlijke aardbevingen die in andere delen van de wereld optreden. Als een mechanisme in dit rapport opgenomen wordt, betekent dit niet dat het betreffende mechanisme naar verwachting zal optreden, maar dat in deze studie nagegaan wordt of het mechanisme verwacht mag worden en zo ja, of het risico toelaatbaar is.

5.2

Beschouwing Eurocode 8-4 In de Eurocode 8, Ontwerp en berekening van aardbevingsbestendige constructies wordt in deel 4 in detail ingegaan op silo’s, tanks en leidingen. Er wordt onderscheid gemaakt tussen bovengronds gelegen leidingen en ondergronds gelegen leidingen. Voor leidingen beschrijft Eurocode 8 twee grenstoestanden: Uiterste grenstoestand, waarbij totaal bezwijken van de leiding optreedt en er allerlei risico’s ontstaan zoals explosies e.d. Bruikbaarheid grenstoestand, waarbij de leiding nog dienst kan doen na een aardbeving en nog steeds transportcapaciteit heeft. In de Eurocode wordt verder onderscheid gemaakt tussen voorbijgaande grondbeweging en permanente grondverplaatsing. Indien er geen risico aanwezig is op het optreden van permanente grondverplaatsing (dit volgt uit een studie naar de grond waarin de leiding is aangelegd) kan de leiding worden beoordeeld door middel van een studie naar de voorbijgaande grondverplaatsingen. Bij deze studie dient aandacht te worden besteed aan: Optredende rek. Optredende buiging. Optredende hoekverdraaiing (bij koppelingen van gelede leidingen). Ten aanzien van de optredende rek worden er maximale waarden genoemd voor een situatie met trek en een situatie met compressie voor stalen gelaste leidingen. Voor deze verkennende studie zijn de aangenomen mechanismen voldoende om een beeld van de risico’s door geïnduceerde seismiciteit te vormen. Bij een leidingenproject in het algemeen moet rekening gehouden worden met bijzondere risico’s, bijvoorbeeld ovalisering


21 van 69


van de leiding door hoge maaiveldbelastingen, beschadiging door graafwerkzaamheden of ontgronding door hevige regenval. Hoewel niet uitgesloten kan worden dat er nog bijzondere situatie kunnen optreden, wordt daar verder geen aandacht aan besteed, aangezien dit buiten het kader van deze studie valt. 5.3 5.3.1

Primaire schademechanismen Voorbijgaande grondbewegingen en continue leidingen De onderstaande schademechanismen voor voorbijgaande grondbewegingen zijn ontleend aan Dash and Jain [2007]. Bezwijken door trekspanning Door axiale rek in de leiding kan de elastische bezwijkrek van de leiding worden overschreden. Bij leidingen in slechte staat is dit een mogelijk schade mechanisme.

Figuur 5.1

Bezweken leiding door trekbelasting (Dash and Jain 2007)

Compressief bezwijken Dezelfde rek die tot bezwijken kan leiden door het ontstaan van grote trekspanningen kan ook compressief bezwijken tot gevolg hebben. Lokaal knikken Bij lokale onregelmatigheden in de wand van de leiding kunnen alle spanningen door axiale rek zich concentreren op 1 locatie, zodat lokaal uitknikken kan optreden. Opwaartse knikken Het opwaarts knikken van leidingen komt voor als de leidingen met een geringe gronddekking zijn aangelegd. In feite treedt opwaarts knikken op als de bedding van de leiding aan de bovenzijde niet genoeg neerwaartse belasting kan mobiliseren. 5.3.2

Voorbijgaande grondbewegingen en gelede leidingen De onderstaande schademechanismen voor voorbijgaande grondbewegingen zijn ontleend aan Dash and Jain [2007]. Trek bezwijken van de koppeling De rek die optreedt door de aardbeving kan ertoe leiden dat de koppeling van de leiding elementen op trek wordt belast en daardoor bezwijkt. Een studie omtrent optredende rekken en daarbij optredende schade aan koppelingen is uitgevoerd door Elhmadi en


22 van 69


O’Rourke [1990]. De koppeling kan op trek bezwijken doordat de treksterkte (van een trekstijve verbinding) overschreden wordt, of als de relatieve verplaatsing in de verbinding te groot wordt. Compressief bezwijken van de koppeling Op dezelfde wijze als bij een belasting op trek kan de koppeling ook door compressierek bezwijken. Trekstijve koppelingen zijn meestal uitsluitend ontworpen op het opvangen van trekkrachten. De toelaatbare drukkracht is dan niet of slechts globaal bekend. Een gelijmde trekvaste koppeling bezwijkt onder druk als er lijmnaad bezwijkt. Een flexibele koppeling zal eerst enige vervorming geven, waarna stuik optreedt. Als de vervormingen dan nog groter worden nemen de stuikkrachten toe en kan schade aan de doorsneden optreden (vergelijkbaar met de schades die bij microtunneling met betonnen segmenten geconstateerd worden). Overschrijding van de maximale hoekverdraaiing De gelede leidingen hebben vaak koppelingen die enigszins kunnen bewegen. De beweging c.q. hoekverdraaiing maakt het mogelijk enige grondbeweging op te vangen. Echter bij overschrijding van de maximale hoekverdraaiing treedt al snel schade op. Deze schade kan variëren van lekkage (zie onderstaande Figuur) door kapotte afsluitingen tot schade van de leiding zelf.

Figuur 5.2

Lekkende gelede waterleiding door overmatige hoekverdraaiing (aardbeving Sumatra 2004, Dash and Jain 2007)

5.3.3

Permanente grondbewegingen en continue leidingen Bij permanente grondbewegingen zijn de verschilverplaatsingen langs een leiding over korte afstand aanzienlijk. O’Rourke [1998] geeft een overzicht van de verschillende grondverplaatsingen. De grondverplaatsingen die in Figuur 3.6 zijn weergegeven hebben de volgende effecten op de leidingen. a) Strike slip beweging leidt tot trekspanningen in de leiding.


23 van 69


b) Transversale grondbeweging leidt tot buiging van de leiding. c) Een scheve kruising van de leiding met bewegende grond leidt tot trek, druk en buigspanningen in de leiding. d) Een parallelle kruising van de leiding met bewegende grond leidt tot trek, druk en buigspanningen in de leiding. 5.3.4

5.4

5.4.1

Permanente grondbewegingen en gelede leidingen De permanente grondbewegingen hebben nagenoeg dezelfde effecten op de gelede leidingen als de voorbijgaande grondbewegingen. Aangezien de permanente grondbewegingen veel groter zijn, dan de voorbijgaande bewegingen is de kans op het in werking treden van de schademechanismen vele malen groter. Bij grote elementlengten in verhouding tot de bewegende grondmassa is het mogelijk dat naast belasting van de koppelingen ook belasting van de leidingelementen zelf optreedt (zoals in de voorgaande paragraaf is beschreven). Secundaire schademechanismen De secundaire schademechanismen hebben betrekking op bochten in leidingen (T-stukken) en aansluitingen tussen de leiding en een andere constructies. Bochten en T-stukken Bij beschouwing van het schade mechanisme van de leidingen in bochten of bij T-stukken is de slip c.q. wrijvingsverplaatsing die optreedt tussen de grond en leidingen van belang. De schade die door slip op kan treden manifesteert zich dan in de bocht of in het T-stuk. [Mashaly en Datta, 1989b] bekijken de numerieke oplossing van een knooppunt van 2 tot 4 loodrecht op elkaar staande leidingen. Deze referentie is wel wat oud, sindsdien is er vermoedelijk nog wel wat verbeterd. Opvallend is de ruime aandacht die zij besteden aan de aardbevingsbelasting. Locaal transformeren zij naar ‘hoofdrichtingen’: horizontaal en verticaal in de richting vanaf het epicentrum, en horizontaal daar loodrecht op. De belasting wordt gedefinieerd via responsespectra en correlatie om de voortplantingsrichting in rekening te brengen. In de praktijk zijn dit natuurlijk allemaal stochasten. De overheersende belastingsfrequentie varieert van 0.5 Hz (very soft soil, 30 m/s) tot 5 Hz (extremely firm, 550 m/s). De leidingen en de grond worden elastische verondersteld. De leidingen kunnen buigen en axiaal vervormen. De grond wordt met lineaire veren gemodelleerd. De elementlengte neemt toe met de afstand tot de knoop. Er worden twee oplossingen beschouwd: 1 waarbij de kruistermen in de stijfheid- en dempingmatrices wel beschouwd worden en 2 waarbij de kruistermen verwaarloosd worden. De verschillen kunnen oplopen tot 50%, maar hangen sterk af van wat er bekeken wordt. De kruistermen moeten dus wel meegenomen worden. Het wordt niet duidelijk welke kruisterm zij precies bedoelen. Zij beschouwen een stalen leiding met diameter 1.35 m die 20 m onder maaiveld ligt. Deze diepte komt in uitdrukking in de gebruikte veerstijfheden en de aardbevingsbelasting. Om de randeffecten van de einden van de leiding te verwijderen moeten deze meer dan 105 keer de straal van de leiding van het verbindingspunt liggen. In het voorbeeld geval dus 72 m. De aardbeving loopt evenwijdig aan een buis, die vervolgens of een bocht van 90 graden maakt, of in een T stuk splitst of doorloopt met twee zijtakken ( L, T, + genoemd).


24 van 69


Opvallend resultaat is dat de spanningen ten gevolge van de normaalkracht bij de L en T verbindingen sterk afnemen, terwijl deze bij de + verbinding wel toenemen. De buigspanningen nemen een factor tot 4.5 toe, waarbij vooral de T verbinding hoge buigspanningen geeft. In het vervolg van het artikel beschouwen zij nog verschillende situaties: Een bocht met een hoek van meer dan 90o (180o komt overeen met een rechte leiding): spanningstoename is orde 40% ten opzichte van de situatie bij 90o, dit treedt op bij een bocht van 135o. Dit effect wordt vooral veroorzaakt door de buigspanningen. Een scheve T kruising: de spanningstoename ten opzichte van de situatie bij 90o is ongeveer 10%. Stijfheid grond: vooral bij slappe grond treden grote spanningen op omdat de verplaatsingen groot en de golflengtes kort zijn. Leidingdiameter: als twee leidingen een verschillende diameter hebben, dan heeft het aanzienlijke invloed op de spanningen. Hoek van inval van de aardbevingsgolven: Inval onder een hoek van 45o met de richtingen van de leidingen heeft een verhoging of verlaging van de normaalspanningen in de orde 50 % tot gevolg. Verder concluderen zij dat de correcte keuze van de aardbevingsbelasting passend bij de bodemgesteldheid essentieel is om een betrouwbare schatting te maken. In een recenter state-of-the-art review (Datta, 1999) verwijst Datta naar een aantal andere referenties, waarin ook aangegeven wordt dat er een (aanzienlijke) verhoging van de spanningen bij verbindingen verwacht wordt. Uit Japans onderzoek citeert hij een factor 1 à 3. 5.4.2

Aansluitingen op constructies Bij de aansluiting van leidingen op grotere constructies zijn de verschil verplaatsingen van belang. Een leiding zal met een golffront meebewegen en zal op basis van de optredende rek met of zonder slip een verplaatsing ondergaan in fase met de aardbeving. De constructie ondergaat mogelijk een andere verplaatsing. Over het aspect ‘aansluitingen’ is geen literatuur gevonden. Het gedrag van een constructie vormt een belangrijk onderdeel van de analyse van de aansluiting van leidingen op constructies. De constructie heeft een eigen responsie op de aardbeving. Hierbij moet rekening gehouden worden met oscillaties in de eigenfrequentie van de constructie en/of het optreden van een beweging in tegenfase van een constructie met een lage eigenfrequentie. In dat geval is de frequentie van de beweging wel boven de eigenfrequentie van de constructie, zodat de amplitude niet meer maximaal is. Gezien de hoge frequentie van de aardbevingsgolven en de korte duur van de aardbevingen (dicht bij de bron), zal naar verwachting dit laatste scenario het meeste voorkomen. Wordt aangenomen dat in het ongunstigste geval de beweging van de constructie tweemaal de beweging van de bodem is en zowel in tegen als in-fase (ten opzichte van de aardbeving) kan optreden, dan moet bij aansluitingen rekening gehouden worden met een verdubbeling van de aardbevingsamplitude. Mocht de constructie in tegenfase gaan trillen, dan wordt een relatieve verplaatsing tussen de twee en driemaal de oorspronkelijke aardbevingsbelasting verwacht.


25 van 69


Een complicerende factor hierbij is de mogelijke rotatie van de constructie: torsion (rotatie om een verticale as) en rocking (rotatie om een horizontale as). De volgende verschilverplaatsingen kunnen optreden: Trek. Compressie. Schuifrek. Gemakshalve worden drie situaties voor de voortplantingsrichting beschouwd: Evenwijdig aan de leiding naar de constructie toe. Onder een hoek van 45o aan de leiding naar de constructie toe. Loodrecht op de leiding naar de constructie toe. Bij inval van een schuifgolf evenwijdig aan de as van de leiding, zal het pand in ieder geval horizontaal gaan trillen in de richting loodrecht op de as van de leiding. Daarnaast is torsie of rocking mogelijk als het gebouw de lengte van ongeveer een halve golflengte heeft. Bij een horizontale amplitude van de schuifgolf (horizontaal gepolariseerd) treedt torsie op, bij een verticale amplitude (verticaal gepolariseerd) treedt rocking op. Deze bewegingen kunnen de relatieve beweging wat vergroten. Als een horizontaal gepolariseerde schuifgolf loodrecht op de richting van de as van de leiding invalt, ondergaat de leiding zonder constructie alleen een horizontale verplaatsing evenwijdig aan de as van de leiding. Deze leidt niet tot normaalspanningen of buigspanningen in de leiding. Bij de constructie treden naar verwachting wel spanningen op. Als echter het gebouw bijvoorbeeld heel traag is en vrijwel niet beweegt, dan treden er geforceerde trek en drukspanningen op in de leiding. De opgelegde vervorming is gelijk aan de amplitude van de schuifgolf. Als het pand wel gaat bewegen ontstaat met name een horizontale translatie (die extra trek en druk krachten kan genereren) en mogelijk een rotatie (rocking) om een horizontale as loodrecht op de as van de leiding. Hierdoor wordt de verbinding van de leiding aan het pand verticaal bewogen en wordt de leiding additioneel op buiging in het verticale vlak belast. Bij inval onder een hoek van 45o met de as van de buisleiding treden combinaties van de genoemde mechanismen op.


26 van 69


Bewegingen bij aansluitingen

Legenda: looprichtinggolf verplaatsing rotatie rotatie-as

Figuur 5.3

Bewegingsmogelijkheden bij aansluitingen


27 van 69



28 van 69


6 Globale beoordeling mechanismen kortdurende bewegingen 6.1

Algemeen In de voorgaande hoofdstukken zijn de belastingen, de leidingtypen en de mogelijke schademechanismen voor de verschillende leidingtypen weergegeven. In dit hoofdstuk worden deze aspecten gecombineerd. Aan de hand van een aantal vereenvoudigde berekeningen wordt voor de verschillende mechanismen beoordeeld of het mechanisme voor de geïnduceerde aardbevingen beschouwd moet worden, nadere inspectie behoeft of definitief verwaarloosd mag worden. Dit hoofdstuk beperkt zich tot de kortdurende bewegingen. De analyse van de permanente bewegingen wordt gegeven in het volgende hoofdstuk.

6.2

Elastische analyse In eerste instantie wordt verondersteld dat de leiding de grond verplaatsing volledig kan volgen. De beschouwing is elastisch. De meest kritische situatie treedt op als een slappe grondlaag ligt op een stijf bodemprofiel. Dit is in termen van Hoofdstuk 3 de situatie “veen 5 Hz”. periode s 0.07 0.10 0.20

Tabel 6.1

leiding amplitude amplitude golflengte golflengte segmenten snelheid verplaatsing 45grd inval hoek verdraaiing mm/s mm m mrad grd 120 1.3 2.8 4.0 1.35 0.077 107 1.7 4 5.7 1.20 0.069 80 2.5 8 11.3 0.90 0.052

leiding staal sig_max N/m2 8.62E+08 5.38E+08 2.01E+08

Mpa 862 538 201

leiding kunststof sig_max N/m2 6.06E+05 3.78E+05 1.41E+05

Mpa 0.6 0.4 0.1

Resultaten elastische analyse

Voor drie periodes is de amplitude van de schuifgolf passage bepaald en terug gerekend naar een verplaatsing. Uitgaande van een redelijke ondergrens van de schuifgolfsnelheid in het veen van 40 m/s kan de golflengte bepaald worden. Voor een gelede leiding kan de optredende hoekverdraaiing bepaald worden. Ook hier is uitgegaan van het ongunstigste geval, waarbij de elementlengte gelijk is aan de halve golflengte. De hoekverdraaiingen blijven onder de 0.5o zodat geen schade verwacht wordt. Voor de continue leidingen is een ander beeld zichtbaar. Bij de stalen leiding treden bij deze situatie ontoelaatbare spanningen op. Dit wordt veroorzaakt door het feit dat de grond de buis dwingt zeer sterk te buigen. Door de grote stijfheid van de leiding leidt deze opgelegde verplaatsing tot grote krachten in de leiding. De omliggende relatief slappe grond kan natuurlijk niet de weerstand voor deze kracht kan leveren. 6.3

Pipeline Seismic Response Diagram voor continue leidingen [O’Rourke, 1998] schetst een procedure die meer recht doet aan de grond-leiding interactie. Hij gaat uit van twee extreme situaties: of de leiding volgt de grond volledig, of de grond is volledig bezweken. O’Rourke werkt de beschouwing beperkt uit voor compressiegolven die voortplanten in de richting van de leiding. Deze uitwerking wordt hier in aangepaste vorm gepresenteerd, aangezien de grafische presentatie van O’Rourke niet volledig is. Vervolgens wordt aangegeven welke modificatie nodig is om de situatie van schuifgolven uit te werken.


29 van 69


Deze methode geeft een ontwerptool, die bruikbaar is voor toepassing bij geïnduceerde aardbevingen. De beschouwing geldt voor continue leidingen. 6.3.1

Compressie golven De elastische beschouwing voor normaalgolven geeft voor de snelheid v p van de bodembeweging bij de overheersende frequentie gevonden dat schade optreedt als:

vp

Fl c EA

(6.1)

Met: Fl c E A

de maximale kracht in de leiding (druk of trek) [N] de golfsnelheid in de bodem [m/s] de stijfheidmodulus van de leiding [Pa] de doorsnede van de leiding [m 2]

Voor de volledig plastische beschouwing wordt voor de periode Tp gevonden, dat er schade optreedt als:

4 Fl max D c

Tp

(6.2)

Met: max

D

de maximale schuifspanning in langsrichting [Pa] de diameter van de leiding [m]

Beide formules bevatten in het rechterlid alleen eigenschappen van de leiding, de golfsnelheid van de bodem en de schuifsterkte van de bodem langs de leiding. O’Rourke veronderstelt de schuifsterkte constant. Volgens O’Rourke kunnen deze twee formules in één diagram uitgezet worden, zie Figuur 6.1.

Figuur 6.1

Pipeline Seismic Response Diagram [O’Rourke, 1998]

In deze Figuur 6.1 staat de deeltjessnelheid op de rechter as en de periode op de linker as. Horizontaal staat de golfsnelheid (c) uit. De twee verticale assen zijn wel gekoppeld.


30 van 69


De verticale assen moeten zodanig gekozen worden dat de verwachte overheersende periode en verwachte pieksnelheid het tekenen van een “range of seismic parameters” mogelijk is. De figuren die O’Rourke tekent, gaan dus uit van een uniek verband tussen amplitude vp en periode Tp. Dat lijkt niet logisch. Mogelijk normeert O’Rourke de assen zodanig dat voor het gegeven interval van amplitude vp en periode Tp de assen correct zijn. Dit heeft tot gevolg dat de figuur niet altijd gebruikt kan worden voor een andere aardbeving (bijvoorbeeld een andere herhalingsperiode) Een alternatieve uitwerking ontstaat door beide formules te herschrijven in de volgende vorm:

Fl

EA vp c

(6.3)

Fl

1 4

(6.4)

m

DcTp

De eerste formule geeft dat er schade optreedt als de elastische kracht (in het rechter lid) groter is dan de kracht (Fl) die de leiding kan hebben. De tweede formule geeft aan dat er schade optreedt als de maximale plastische kracht (in het rechter lid) groter is dan de kracht (Fl) die de leiding kan hebben. Aan beide eisen moet voldaan zijn wil er schade optreden.

Fe

schade 4c

¼ Dc D

m m

Tp

Figuur 6.2

EA c

p

Principe voor ontwerpgrafiek beoordeling leiding

In beide formules staat in het rechterlid een lineaire functie van de eigenschappen van de aardbeving (Tp en vp). De evenredigheidsconstante hangt uitsluitend af van de bodem en leidingeigenschappen. De beide functies kunnen in één figuur geschetst worden, waarbij op de horizontale as naar rechts de deeltjessnelheid vp en naar links de periode Tp uitgezet wordt. Op de verticale as staat de kracht in de leiding. Door van de eigenschappen van de


31 van 69


aardbeving naar boven te gaan en dan naar de verticale as te gaan, wordt de minimaal benodigde kracht gevonden op basis van zowel de elastische als de plastische beschouwing. Uit de Figuur blijkt dat (bij gegeven doorsnede, stijfheid en diameter) een sterkere buis minder kans op schade heeft. Een grotere buis diameter (van verder hetzelfde materiaal) heeft op de elastische zijde weinig invloed (de kracht Fl = A max) neemt even snel toe als het oppervlak A, terwijl de grotere diamater D de plastische kracht goter maakt. 6.3.2

Schuifgolven Voor een schuifgolf die evenwijdig langs de buisleiding voortplant, kan de redenering ook uitgewerkt worden. Dit leidt tot twee vergelijkingen:

Ml Ml

2 vs Ts cs2

(6.5)

qmax D Ts2cs2

(6.6)

EI 1 128

Met: Ml qmax cs EI

het maatgevende moment [Nm] de maximale sterkte van de grond in dwarsrichting [Pa] de schuifgolfsnelheid van de grond [m/s] de buigstijfheid van de leiding [Nm 2]

Aan beide vergelijkingen moet voldaan zijn wil schade optreden. Dit zijn qua structuur identieke vergelijkingen als voor de compressiegolf gevonden is, zie vergelijkingen 6.3 en 6.4. Deze kunnen niet op dezelfde manier behandeld worden als bovenstaande vergelijkingen voor extensie, aangezien de variabele Ts in beide vergelijkingen voorkomt. Om tot een praktische uitwerking te komen wordt eerst de elastische vergelijking 6.5 beschouwd. Het elastische buigendmoment is evenredig met vs/Ts en dat is juist de raaklijn door de oorsprong met het begin van het responsie diagram (zie Figuur 6.3, deze is identiek aan Figuur 3.5, maar nu op lineaire schaal voor de periode). Daarmee kan het maatgevende elastische moment bepaald worden. Als dat kleiner is dan het toegelaten moment wordt er geen schade verwacht. Indien het elastische moment groter is dan het toegelaten moment moet het plastisch moment beoordeeld worden volgens vergelijking 6.6. Dit moment neemt toe met het kwadraat van de periode, dit is voor natuurlijke aardbevingen ongunstig, maar voor de korte geïnduceerde aardbevingen juist gunstig.


32 van 69


snelheden voor ontwerpaardbevingen 140.0

120.0

Roswinkel veen 5-Hz veen 10 Hz

snelheid [mm/s]

100.0

80.0

60.0

40.0

20.0

0.0 0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

periode [s]

Figuur 6.3

Ontwerpaardbevingen met maximale vs / Ts verhouding

6.3.3

Uitwerking voor langsgolven op continue leidingen De uitgewerkte rekenmethode voor axiale belasting is toegepast op een de drie continue leidingen in kleigrond en zandgrond. De grootste verplaatsing van de schuifgolf is hierbij als uitgangspunt genomen. Deze belasting kan volledig elastisch opgevangen worden en is geen probleem. Bij de stijve stalen leiding is de marge niet zo groot, maar de plastische analyse geeft aan dat de maximale schuifkrachten langs de buis zo klein zijn dat deze een verwaarloosbare trekkracht in de leiding geven.

6.3.4

Uitwerking voor schuifgolven op continue leidingen De uitgewerkte rekenmethode is toegepast op de drie continue leidingen in kleigrond en zandgrond. Tabel 6.2 bevat de parameters voor het rekenvoorbeeld. De parameters voor de leidingen staan in Tabel 4.2. De aardbevingssterkte bepaald is uit Figuur 2.5 in paragraaf 3.2. Voor zandgrond is de aardbeving “Roswinkel” als uitgangspunt gekozen, voor kleigrond de aardbeving veen 5 Hz. Parameter Dekking Ongedraineerde sterkte Hoek inwendige wrijving Tabel 6.2

Waarde in klei 2*diameter 150

Waarde in zand 2*diameter 45

Eenheid m kPa graden

Parameters voor rekenvoorbeeld

In het uitgewerkte voorbeeld is eenvoudigheidshalve verondersteld dat de vloeigrens van het materiaal maatgevend is. Deze berekening is niet conform de geldende richtlijnen en normen, waarbij met verschillende coëfficiënten voor de reële spanningssituatie rekening gehouden moet worden. Dergelijke uitbreidingen kunnen in beginsel in de toelaatbare spanning ingevoerd worden. Bij toepassing van een partiële veiligheidscoëfficiënt van bijvoorbeeld 0.7 op de sterkte komt het toelaatbare moment 0.7 keer lager te liggen.


33 van 69


De theorie is voor verschillende continue leidingen uitgewerkt. Daaruit blijkt dat de elastische vervormingen voor alle leidingen zo klein zijn dat de induceerde bevingen geen probleem vormen, het optredende moment is een factor 10 of meer kleiner dan het toelaatbare moment. Een uitzondering vormen de stijve leidingen in slappe grond (Stalen leiding in Tabel 4.1). Door de slappe grond is de golflengte klein en de bewegingsamplitude groot, waardoor er grote momenten in de leiding ontstaan. Deze observatie stemt overeen met de bevindingen in paragraaf 6.2. Dit betekent dat de bodem grote krachten moet genereren en dat kan de slappe grond vermoedelijk niet opbrengen. Met andere woorden: het plastisch vervormen van de grond moet in rekening gebracht worden. Echter, de plastische controle geeft voor dit probleem geen oplossing: volgens de aangepaste O’Rourke theorie zou de stalen leiding de ontwerpaardbeving niet kunnen weerstaan. 6.3.5

Nadere beschouwing van de methode O’Rourke voor stalen leiding In eerste instantie wordt het extreme geval van een slappe veengrond met schuifsnelheid c s = 40 m/s en periode Ts = 0.06 s beschouwd. Bij deze periode is de maximaal verwachte uitwijking 2.3 mm bij veengrond met frequentie 5 Hz. De stalen leiding moet dan over een afstand van cs*Ts = 2.4 m de voorziene 2.3 mm uitbuigen. Dit leidt een moment van 11 MN, wat 5 keer zo groot is als toelaatbaar. Wordt vervolgens aangenomen dat de deze leiding totaal niet vervormt, dan moet de grond 2.3 mm ingedrukt worden. Dit is nog een elastische indrukking, aangezien in NEN 3650 aangenomen wordt dat voor deze slappe grond de indrukking bij bezwijken ongeveer 8 mm is. Op basis van de geschatte stijfheid van de bodem 165*106 N/m 2, is de belasting op de leiding door de beving 165*106 * 2.3*10-3 = 380*103 N/m. Bij de lage golflengte geeft dit een elastisch moment van 0.068 MNm. Dit is 3% van het toelaatbare moment. Op basis van de berekende verplaatsing is voor alle periodes van 0.01 tot 0.6 s het moment bij twee situaties uitgerekend: de leiding volgt de grond volledig (“elastisch moment”) en de grond belast de leiding met een kracht die gelijk is aan het product van de stijfheid en de opgelegde verplaatsing (“plastisch moment”). Hierbij is uitgegaan van de bodemstijfheid 165*103 N/m 2, en de schuifgolfsnelheid 40 m/s.


34 van 69


4.0E+07

8.0

3.5E+07

7.0

3.0E+07

6.0

2.5E+07

5.0

2.0E+07

4.0

1.5E+07

3.0

1.0E+07

2.0

5.0E+06

1.0

0.0E+00

Verplaatsing [mm]

Moment [Nm]

Analyse stalen leiding in veengrond

elastisch moment plastisch moment verplaatsing

0.0 0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

Periode [s]

Figuur 6.4

Beschouwing volgens [O’Rourke 1998] voor stalen leiding in veengrond

Figuur 6.4 geeft het resultaat als functie van de periode. Ook de opgelegde verplaatsing is (op de rechter as) weergegeven. De figuur geeft aan dat het elastisch moment afneemt met toenemende periode, terwijl het plastisch moment toeneemt met de periode. Dit is verklaarbaar door de toenemende golflengte. Het toelaatbaar moment (2.7 MNm) is ook ingetekend met een getrokken lijn. Het snijpunt blijkt juist boven de toelaatbare waarde te liggen. De stalen leiding zou daarmee niet veilig zijn. Het is wonderbaarlijk, dat juist de sterkste (maar ook de stijfste) leiding in de slapste grond niet voldoet. Nadere analyse heeft aangetoond dat dit wordt veroorzaakt door het feit dat de theorie van O’Rourke niet bruikbaar is voor deze leidingen bij geïnduceerde aardbevingen. Om dit aan te tonen beschouwen we de leiding in de grond als elastisch ondersteunde ligger. Deze ligger heeft een buigstijfheid EI = 1.42*109 Nm2, de bodem stijfheid is 165*103 N/m. Deze leiding wordt belast door een bodembeweging van 6*10-3 m en een lengte van 6 m. Op basis van [Bouma, 1981], wordt voor de slingerlengte van de verend ondersteunde ligger 85 m, zodat de belasting werkt over een lengte (6 m) die heel kort is ten opzichte van de spreidingslengte (=1/4 van de slingerlengte) van de ligger. De belasting mag als eerste benadering als puntbelasting beschouwd worden. Met moment dat optreedt bij een puntlast op de ligger die de opgelegde verplaatsing (6 mm) levert is 93 kNm (bij een puntlast van 27 kN). Dit is ongeveer 4 % van het toelaatbare moment. Dit voldoet dus ruimschoots. De essentiële fout in het model van O’Rourke is het feit dat het uitgaat van volledige plasticiteit in de grond. Dat geeft een bovengrenswaarde. Bij een zeer krachtige aardbeving met een wat langer signaal (verschillende nul doorgangen van de verplaatsing en een langere periode), levert dat misschien een redelijke waarde op, bij de geïnduceerde aardbevingen is deze bovengrens vele malen hoger dan wat verwacht wordt op basis van het liggermodel op verende ondersteuning.


35 van 69


Op basis van de bovenstaande analyse kan geconcludeerd worden: De continue leidingen kunnen de ontwerpaardbeving naar verwachting zonder plastische vervorming van de grond volgen. De modellering op basis van de theorie van [O’Rourke, 1998] is niet bruikbaar voor deze situatie. De leidingen kunnen wel goed beoordeeld worden als ligger op verende ondersteuning. 6.4

Nadere analyse gesegmenteerde leidingen Bij gesegmenteerde leidingen treedt de extreme hoekverdraaiing op als de segmentlengte gelijk is aan de halve golflengte. De maximale bewegingsamplitude van de grond is dan maatgevend. Zowel de bewegingsamplitude als de golflengte hangen af van de periode, die niet a priori bekend is. De meest kritische situatie treedt daarbij dus op bij een slappe bodem: daar is de beweging maximaal en de golflengte in de orde van de segment lengte. Globale analyse geeft aan dat de maximale hoekverdraaiing optreedt bij de aardbevingen met periode van ongeveer 0.06 s tot 1.5 s. Bij de lage golfsnelheid is de kritische segmentlengte ongeveer 1.5 m to 3 m. Voor een rechte leiding is de marge tussen de optredende en maximale hoekverdraaiing (0.5 graad) minimaal een factor 4. De conclusie is dat de korte gesegmenteerde leidingen met relatief korte elementen het meeste risico lopen. De veiligheid is met een factor 4 echter ruim voldoende

6.5 6.5.1

Bochten en aansluitingen Bochten en aansluitingen Voor de situatie in bochten en aansluitingen in continue leidingen is één theoretische referentie aanwezig [Mashaly en Datta, 1989b]. Daar worden spanningstoenamen in de orde van factoren 4 à 5 genoemd. Hierbij moet wel aangetekend worden dat de beschouwing van Mashaly en Datta een elastische beschouwing is. Dit geeft aan dat de krachten in de grond onbeperkt kunnen oplopen, wat in de praktijk niet kan. Projecteren we de resultaten van [Mashaly en Datta, [1989b] op de resultaten van de voorgaande paragrafen (6.2 en 6.3), dan blijkt de grote marge die voor een rechte continue leiding beschikbaar is voldoende ruimte laat om de invloed van bochten en aansluitingen op te vangen.

6.5.2

Aansluiting aan een constructie Het is slecht mogelijk hier met eenvoudige modellen een generieke uitspraak over te doen. Mogelijk is het zinvol één of twee cases te definiëren en daarvoor een eerste analyse te doen. Omdat de marge tussen de optredende aardbevingen en toelaatbare aardbevingen groot is, kan er vermoedelijk wel een uitspraak over de risico’s bij geïnduceerde aardbevingen gedaan worden. Als de situatie onder een aantal pessimistische vereenvoudigende aannames voldoet, mag verwacht worden dat het risico in de praktijk toelaatbaar is. Er worden twee situaties beschouwd: het begin van de aardbeving en de periode van gebouw responsie na passage van de golf. In het begin van de aardbeving zal de leiding de grond volgen, terwijl het gebouw door zijn traagheid volledig stilstaat. De leiding, die in beginsel de


36 van 69


grond volgt, zal het stilstaande gebouw als een plotselinge, kortdurende opgelegde beweging ervaren. Na de passage van de aardbevingsgolf staat de bodem met de leiding erin stil en kan het gebouw nog gaan bewegen. Bij deze beweging spelen twee aspecten een rol: een mogelijke overshoot van het gebouw en eventuele rotatie van het gebouw omdat de aardbevingsbelasting van het gebouw niet in het zwaartepunt van het gebouw aangrijpt en de leiding mogelijk op een hoek het gebouw verlaat. Door de kortdurende aard van de aardbeving zal de extra beweging van het gebouw beperkt blijven. Een factor 2 lijkt een redelijke bovengrens. Daarnaast kan het gebouw nog roteren, wat verdisconteerd kan worden door ook een factor 2 als bovengrens aan te nemen. Ten gevolge van de mogelijke extra beweging van het pand is dit tweede geval de maatgevende situatie. Op basis van NEN 3650 is de statische stijfheid voor vier leidingdiameters (diameter 1.2, 0.9 0.5 en 2.0 m, zie paragraaf 4.3) geschat in zowel axiale als transversale richting. Deze is afhankelijk van de bodem eigenschappen, waarbij uitgegaan is voor de bodemprofielen gekozen in paragraaf 3.2.3. De ingravingsdiepte is standaard op tweemaal de diameter gesteld. Tabel 6.3 geeft de resultaten. Transversale stijfheid [MN/m2] Axiale stijfheid [MN/m2] Leiding Diameter [m] Gemiddeld Minimum Maximum Gemiddeld Minimum Maximum staal PE PVC beton Tabel 6.3

1.2 0.9 0.5 2.0

51 33 10 58

13 9 5 25

74 42 17 101

12.7 8.8 3.9 31.5

7.4 4.7 0.8 12.8

30.2 22.6 12.6 75.4

Bodemstijfheid voor verschillende leidingen in verschillende bodemsoorten

Op basis van de gevonden bodemstijfheden en de eigenschapen van de continue leiding kan bepaald worden dat de leidingen altijd laagfrequent belast worden. Een quasi-statische beschouwing is daarom toegestaan. Deze conclusie komt overeen met de situatie van een leiding in de bodem. Deze theorie is in Hoofdstuk 7 uitgewerkt. De maximale verplaatsing ten gevolge van een geïnduceerde aardbeving (zie paragraaf 3.2.4) is ongeveer 4 mm voor de stijve bodem en 7 mm voor de slappe bodem. Uitgaande van een pessimistische versterkingsfactor 4, wordt een maximale relatieve verplaatsing van 16 mm gevonden. Dit levert een interne spanning op die ruim binnen de toegelaten waarden blijft. De tijdelijke bewegingen zijn daarmee geen risico waarmee problemen verwacht worden. Voor een gesegmenteerde leiding moet deze vervorming in beginsel over één element opgevangen worden. Het kortste element is dus maatgevend. De hoekverdraaiing is dan bij grond verplaatsing 4 mm: 16 mm / 2400 mm = 6.6 mrad = 0.4o . Dit is voor deze buis nog juist toelaatbaar. Voor grondverplaatsing 7 mm volgt 28 mm / 2400 mm = 11.7 mrad = 0.7o. Dit is hoger dan de algemeen toelaatbaar geachte hoekverdraaiing. Gezien het feit dat het een bovengrens waarde is en dat de gevolgen van overschrijding meestal beperkt zullen zijn (op basis van het type leiding) lijkt het een acceptabele overschrijding. De conclusie is dat de korte gesegmenteerde leidingen relatief kwetsbaar zijn voor de aardbevingsbelastingen. De gekozen bovengrens benadering leidt tot een opgelegde hoekverdraaiing die in de orde liggen van de algemeen toelaatbare hoekverdraaiing.


37 van 69


6.6 6.6.1

Conclusie Rechte leiding Er is een model voor de beoordeling van rechte continue leidingen onder aardbevingsbelasting aanwezig. De eerste resultaten geven aan dat er voldoende marge is tussen de toelaatbare aardbevingsbelasting en de verwachte aardbevingsbelasting met een terugkeerperiode van 10 jaar. Hiermee lijken de geïnduceerde aardbevingen geen probleem op te leveren voor de rechte continue leidingen. De gelede leidingen zijn slapper. Zij kunnen naar verwachting de geïnduceerde bodembeweging volgen, zonder ernstige schade op te lopen. De conclusie is dat de geïnduceerde aardbevingsbelasting voor de leidingen in rechtstand geen wezenlijk probleem is.

6.6.2

Bijzondere situaties Voor bochten en T-splitsingen en kruisingen is een eerste modellering beschikbaar. Combinatie van de theoretische resultaten met de benaderingen voor de rechte leiding geeft aan dat de situatie vermoedelijk nog niet kritisch wordt. Om dit meer definitief te beoordelen is een analyse van enkele kritisch geachte cases wenselijk.

6.6.3

Quasi-statische beschouwing Uit de literatuur volgt wel steeds dat quasi-statische beschouwingen als eerste benadering mogelijk zijn: de traagheid van de leiding mag worden verwaarloosd, de leiding volgt in eerste aanleg de grond. Voor de situatie voor bochten en kruisingen kan hiervan mogelijk gebruik gemaakt worden door een aantal verplaatsingsvelden te definiëren en in eerste instantie de statische krachtsverdeling te berekenen. Voor de verbindingen met gebouwen moet de responsie van het gebouw wel met een dynamisch systeem doorgerekend worden, maar in eerste benadering is een analytisch systeem met twee of drie vrijheidsgraden voldoende. Daarna kan mogelijk weer de responsie van de leiding quasi-statisch beschouwd worden.


38 van 69


7 Globale beoordeling mechanismen permanente verplaatsingen 7.1

Inleiding In dit hoofdstuk wordt nagegaan of voor het mechansime permanente verplaatsingen voldoende instrumenten beschikbaar zijn en of op basis van deze instrumenten een uitspraak gedaan kan worden over de vraag of de risico’s bij geïnduceerde aardbevingen wel of niet beschouwd moeten worden. Er worden drie mechanismen beschouwd: Liquefactie. Afschuiving taluds. Verplaatsing langs breuken. Ten slotte wordt aan het einde van dit hoofdstuk nog aangegeven hoe in een ontwerpsituatie met dit aspect omgegaan kan worden.

7.2

Liquefactie Het toetsen op het optreden van liquefactie tijdens een aardbeving wordt beschreven in het veel toegepaste state of the art publicatie van Youd et al [2001]. De veiligheidsfactor voor het optreden van verweking of liquefactie van grondlagen waarin leidingen zijn aangelegd of grondlagen onder leidingen kan worden beoordeeld met de volgende vergelijking:

(CRR7,5 )

FS

CSR

MSF K

(7.1)

Met:

CSR-= cyclische spanningsratio (-):

CSR

0.65

amax g

vo

'vo

rd

Waarin:

rd rd

1.0 0.00765 z voor z<9.15 m 1.174 0.0267 z voor z>9.15 m

gravitatie constante (m/s2) vo= totale verticale spanning ( kPa) ’vo= effectieve verticale spanning ( kPa)

g=


39 van 69


En:

CRR7.5 = cyclische weerstands ratio voor een magnitude 7.5 (-)

CRR7.5

0.833

93

CRR7.5

qc ,nor 1000

qc ,nor 1000

0.05 voor qc,nor< 50

3

0.08 voor qc,nor> 50

Met:

qc ,nor

qc CQ 100

Waarbij:

CQ

100 'v 0

0.67

qc = conusweerstand (kPa)

En:

MSF= magnitude schaalfactor

MSF

102.24 M w 2.56

En:

K = isotrope spanning correctie factor (-)

K

'v 0 100

0,3

In de onderstaande Figuur 7.1 is de kritische conus weerstand voor een doorsnee zandgrond met een grondwaterstand een halve meter onder maaiveld weergegeven. Indien de conusweerstand hoger is dan de in de figuur aangegeven conusweerstand is er geen gevaar voor verweking c.q. liquefactie. Indien een lagere waarde wordt aangetroffen bij een sondering is een meer gedetailleerde analyse met de hierboven beschreven vergelijkingen noodzakelijk. Vanzelfsprekend dienen alleen zand en siltgronden op het optreden van


40 van 69


liquefactie te worden beoordeeld. Indien er significant cohesieve gronddeeltjes in de silt of zand gronden aanwezig zijn is er geen risico op liquefactie.

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

-1 -2

-3

diepte (m)

-4 -5 -6 -7

-8 -9 -10 qc krit (MPa)

Figuur 7.1

Indicatieve uitwerking volgens Youd et al (2001) voor een zandgrond met een hoge grondwaterstand (0,5m –mv) voor de bepaling van de kritische conusweerstand waarbij verweking optreedt ( M= 4 en a= 4,2 (m/s2)

De bovenstaande grafiek kan worden gefit met de volgende vergelijking:

qc

0,174 z 2 0.157 z 0, 4863


(7.2)

41 van 69


7.3

Afschuiving van taluds De stabiliteit van taluds kan worden beoordeeld aan de hand van een pseudo-statische analyse. Deze analyse wordt in de Eurocode 8-5 vermeld. In vergelijking 4.1 van de Eurocode wordt aangegeven hoe de horizontal kracht die op de grondmassa aangrijpt bij een aardbeving kan worden bepaald:

Fh

0,5

amax S W g

(7.3)

Met: Fh amax g W S

= horizontale kracht op de grondmassa (KN) = ontwerp versnelling (m/s2) = gravitatie versnelling (m/s2) = gewicht van de grondmassa (KN) = opslinger factor volgens Eurocode 8 (-).

De factor S, die in de eurocode gebruikt wordt om opslingering van de golf te berekenen, is in dit geval niet relevant omdat in Tabel 3.1 reeds waarden zijn vermeld waarin de opslingering c.q. site respons al is meegenomen. Hierbij wordt opgemerkt dat dit geldig is als de golflengte van de aardbevingsgolf groter is dan de lengte van het talud. Bij relatief korte golven is deze beschouwing pessimistisch, omdat in dat geval het hele talud niet meer in-fase zal bewegen. Als de afstand tussen het talud en de locatie van de leiding groot genoeg is, is een toetsing op afschuiven door middel van het uitvoeren van een stabiliteitsberekening niet meer relevant. Deze afstand dient nader te worden bepaald aan de hand van een aantal stabiliteitsberekeningen van in de aardbevingsgebieden voorkomende taluds ( parameters hoogteverschil en steilheid). In de onderstaande Figuur 7.2 is een voorbeeld van een stabiliteitsberekening te zien van een hypothetische aardebaan van een spoorweg op een slappe ondergrond, zoals die volgens de geologische provincie indeling van het voormalige TNO NITG (Bijlage A) voorkomt in Drenthe en Oost Groningen. Zonder aardbeving is de aardebaan stabiel.


42 van 69


Figuur 7.2

Stabiliteit van een aardebaan zonder aardbeving, veiligheidsfactor =1,31 = stabiel

Figuur 7.3

Stabiliteit van een aardebaan bij aardbeving met a =6,3 m/s 2, veiligheidsfactor =0,67 = instabiel

In Figuur 7.3 blijkt dat de dezelfde aardebaan met de gevolgde methode instabiel is bij een horizontale versnelling van 6.3 m/s2 en leidingen in de afschuif zone worden belast. Het is dan een optie om met bijvoorbeeld de Newmark incrementele verplaatsingen methode te kijken hoe groot de optredende vervormingen zijn, en of de sterkte van de leidingen voldoende is om deze vervormingen op te kunnen vangen. Deze methode gaat uit van incrementele verplaatsingen bij het optreden van versnellingen in het maatgevende accelerogram die hoger zijn dan de waarde waarbij bezwijken van de grondconstructie optreedt. De maaiveld verplaatsingen zijn maximaal 4 mm, zie paragraaf 3.2.4. Dit is een bovengrens, want er is in paragraaf 3.2.4 verondersteld dat de constructie bij elke versnelling ongelijk aan nul bezwijkt.


43 van 69


7.4

Verplaatsingen langs breuken. Tot op heden zijn er geen metingen beschikbaar van aan het oppervlak waarneembare breukbewegingen. Er wordt vanuit gegaan dat de verschilverplaatsingen aan het oppervlak nihil zijn. In het geval er reeds een leiding aanwezig is of er ruimtelijke problemen zijn en een leiding toch in of vlak naast het talud moet worden aangelegd, dan kan er een meer gedetailleerde werkwijze worden gevolgd volgens de Newmark methode. Deze methode gaat uit van incrementele verplaatsingen bij het optreden van versnellingen in het maatgevende accelerogram. Een bovengrens van de verplaatsing kan worden verkregen door de verwachte snelheid te integreren naar de tijd. De waargenomen aardbevingen bestaan uit één korte trilling. Uit Figuur 3.5 kan de piekwaarde voor verschillende periodes afgelezen worden. De grootste verplaatsing treedt op bij periode 0.2 s bij de maximale snelheid van 100 mm/s. Integratie van de halve sinus geeft voor de verplaatsing ongeveer 6.4 mm. Deze verplaatsing treedt op als de afschuiving direct kan beginnen (er is dan geen reserve tegen afschuiven) en ook direct stopt als de aardbeving voorbij is. Deze waarde wordt als eerste maat genomen voor de horizontale en verticale verplaatsing in een scheur, die door de leiding overbrugd moet worden. Als een scheur optreedt wordt de leiding op trek en buiging belast. De scheurwijdte in as richting van de leiding (axiale verplaatsing) leidt tot extensie van de leiding, de component loodrecht op de as richting van de leiding (transversale verplaatsing) leidt tot buiging. Bij het bepalen van de scheurwijdte die de leiding ervaart, moet rekening gehouden worden met de hoek tussen de scheur en de leiding. Het gunstigste geval treedt op bij de loodrechte situatie. Bij schuine kruising wordt de ervaren scheurwijdte groter en treedt er koppeling tussen de beide belastingen op. In de volgende beschouwing wordt verondersteld dat de leiding door de scheur een axiale extensie van 2*uo en loodrechte afschuiving van 2*w o ondergaat door het ontstaan van een scheur. Op basis van de verwachtte scheur afmetingen wordt verwacht dat een elastische beschouwing voldoende is. Voor een continue leiding met buigstijfheid EI en extensie stijfheid EA opgelegd op grond met een stijfheid kw tegen transversale verplaatsing en ka tegen axiale vervorming, wordt voor de gegeven scheurwijdte voor het maximale moment gevonden

w( x ) M ( x) 4

F

2 F e kw F

e

x

x

sin( x

2

)

sin( x)

kw 4 EI

kw wo 4


44 van 69


Met: w de verplaatsing (loodrecht op de leiding as) M het buigende moment x de afstandscoördinaat tot de scheur kw de bodem stijfheid transversale verplaatsing van de leiding EI de buigstijfheid van de leiding,

en voor de maximale normaalkracht:

u ( x ) uo e N ( x)

x

EA uo e

x

EAk a uoe

x

ka EA Met: u de verplaatsing (in as richting) N de normaalkracht ka de bodemstijfheid bij axiale verplaatsing van de leiding EA de extensie stijfheid van de leiding.

Er zijn twee plaatsen waar de spanningen gecontroleerd moeten worden: bij x = 0 waar de normaalkracht maximaal en bij x = /4 , waar het moment maximaal is. De elastische theorie is uitgewerkt voor de continue leidingen uit Tabel 4.1. Bij de grond weerstand van ka = 4 - 13 MN/m 2 en kw = 10 – 50 MN/m2, levert dit bij scheurwijdte 10 mm spanningen op die orde 10% van de toelaatbare waarde zijn. Dat duidt op een verwaarloosbaar risico. Bij een gelede leiding ontstaat de grootste vervorming als slechts één element de volledige vervorming moet opvangen. De hoekverdraaiing volgt uit de transversale verplaatsing gedeeld door de lengte van het element. Het kortste element is maatgevend. Bij een transversale scheur van 10 mm en de element lengte van 2.4 m is de hoekverdraaiing 10 mm / 2.4 m = 4.17 mrad = 0.24 graad. Dat voldoet. De maximale verlenging in een verbinding is de axiale scheurwijdte (10 mm) vermeerderd met de invloed van de hoekverdraaiing, zijnde de hoekverdraaiing maal de straal (4.17 mrad * 1 m ) = 4 mm. Dit is voor de meeste leidingen ook toelaatbaar. Geconcludeerd kan worden dat kleine scheurvorming niet tot grote schade zal leiden. Continue leidingen komen in de problemen bij scheurwijdtes in de orde van 100 mm, gesegmenteerde komen in de problemen bij scheurwijdtes in de orde van 30 mm. Hierbij Schade aan buisleiding door aardbeving

45 van 69


moet rekening gehouden worden met de aanname van lineair grondgedrag. Bij plastisch grondgedrag is een extra reserve aanwezig. Dergelijke scheurwijdtes kunnen bij geïnduceerde aardbevingen alleen voorkomen bij zogenaamde ‘progressive failure’. Dit speelt alleen een rol bij taluds, waarbij de aardbeving de trigger kan zijn van een talud afschuiving. 7.5

Conclusies Voor de permanente verplaatsingen door aardbevingen zijn de aspecten verweking en afschuiving relevant. Breukvorming aan het maaiveld is tot nu toe niet geconstateerd. Dit speelt op basis van geologische beschouwingen vermoedelijk ook geen rol bij geïnduceerde aardbevingen. Voor de beide mechanismes zijn berekeningsmethodes beschikbaar om te beoordelen of het mechanisme kan optreden. De gevolgen voor de leidingen zijn nu nog niet beschouwd.

7.6

Kans van optreden Het optreden van liquefactie en talud afschuiving is een algemeen aspect dat de integriteit van een leiding kan bedreigen. Het strekt tot aanbeveling bij het ontwerpen van een leiding in het algemeen met dit aspect rekening te houden. Deze paragraaf beschrijft kort hoe dit in het ontwerpproces ingepast kan worden. Met betrekking tot de permanente grondverplaatsing dient een geotechnische studie te worden uitgevoerd. Aan de hand van een geotechnische studie kunnen worden aangegeven: Gebieden waar verdichting op kan treden. Gebieden die gevoelig zijn voor liquefactie. Kritische waarden voor taludhelling in combinatie met de ondergrond voor maximale waarde van de te verwachten grondversnelling. De eerste twee studies zullen de geologie van de gebieden waar mogelijk geïnduceerde aardbevingen kunnen voorkomen, moeten beschouwen. In deze studies zal tevens aandacht moeten worden besteed aan mogelijk voorkomende ondergronden waar van nature taludhellingen op aanwezig kunnen zijn. In de derde studie kunnen deze ondergronden worden beschouwd aan de hand van stabiliteitsberekeningen. Met betrekking tot de voorbijgaande grondverplaatsing is analyse conform de Eurocode 8 noodzakelijk om voor de genoemde schademechanismen de toelaatbare rekken en spanningen te berekenen voor een aantal karakteristieke gevallen (leidingdiameter en bodem).


46 van 69


8 Conclusies en aanbevelingen 8.1

Conclusies Op basis van de literatuur blijkt dat het aantal verwachte schades door geïnduceerde aardbevingen klein zal zijn. Op basis van extrapolatie van bestaande sterke aardbevingen naar de hier verwachte (lagere) niveaus, leidt tot verwachtingen die aanzienlijk lager dan 1 schade per 1000 km buisleiding. Dit sluit aan bij de waarnemingen bij natuurlijke en geïnduceerde aardbevingen in Nederland. De schade kans bij gegeven aardbeving verschilt duidelijk per type leiding. Er is voldoende inzicht in de sterkte en aard van de aardbevingen om leidingen te beoordelen. Beschikking over de grondprofielen waarop de aardbevingen gebaseerd zijn is wenselijk om nadere analyses te faciliteren. Er moet onderscheid gemaakt worden tussen de kortdurende en permanente grondbewegingen. Er moet onderscheid gemaakt worden tussen primaire schade (dan betreft het doorgaande leidingen) en secundaire schade (dan betreft het interactie tussen delen van leidingen en of constructies). In het algemeen kan gesteld worden dat bij de voorziene aardbevingen (return periode 1/10 jaar) geen problemen te verwachten zijn met rechte leidingen onder de tijdelijke bewegingen (primaire schade). Wel moet rekening gehouden worden met plastische deformatie van de grond rondom de leidingen. De techniek met Pipeline Seismic Response Diagrams is ook toepasbaar voor schuifgolven. Het blijkt echter geen geschikte tool voor globale beoordeling van een leiding. Er is een aangepaste rekeningwijze afgeleid. Voor de situatie bij bochten en aansluitingen (secundaire schade) is dit minder triviaal. De marges voor rechte continue leidingen zijn zo groot, dat ook hier slechts sporadisch problemen te verwachten zijn. De permanente grondbewegingen moeten ook in een beoordeling betrokken worden. Het ontstaan van scheuren in de grond is tijdens geïnduceerde aardbevingen nog niet geconstateerd. De verplaatsingen op basis van de Newmark methode zijn zodanig, dat de berekende scheurvorming niet tot schade zal leiden. Afschuiving van (steile) en verweking van (verwerkingsgevoelige) zanden is bij de verwachte sterkte niet uit te sluiten. Het is aan te bevelen met name de risico zone bij afschuiving van taluds verder te onderzoeken. De methode beschreven in Hoofdstuk 7 is hiervoor geschikt. Het betreft dan de steile taluds die tijdens een aardbeving instabiel worden en vervolgens niet of slechts langzaam weer tot rust komen. Deze conclusies passen in het beeld dat op basis van de literatuur verkregen was.

8.2

Gevolgen van schade Hoewel de schade kansen relatief klein zijn moeten deze wel serieus beoordeeld worden. Bij de grote aardbevingen is bekend dat de gevolgschade aanzienlijk kan zijn. Er moet rekening gehouden worden met mogelijke aantasting van de capaciteit van het hele netwerk en het feit dat (ook geïnduceerde aardbevingen) minder locaal zijn dan de meeste andere risico’s.. De aard van de leiding en de redundantie in het netwerk speelt hierbij een rol.


47 van 69


Leidingen voor gevaarlijke of giftige stoffen moeten apart beoordeeld worden. Er moet rekening worden gehouden met het effect op de omgeving. Het risico is derhalve locatie afhankelijk, zodat een locatie afhankelijke ontwerp c.q. toets methodiek zou moeten worden gevolgd.


48 van 69


9 Literatuur Normbladen NEN EN 1998-1 Eurocode 8-1, Ontwerp en berekening van aardbevingsbestendige constructies, deel 1 algemene regels seismische belastingen en regels voor gebouwen. NEN EN 1998-1 Eurocode 8-4, Ontwerp en berekening van aardbevingsbestendige constructies, deel 4 Silo’s opslagtanks en pijpleidingen. Overige referenties Bouma. (1981) Mechanica van constructies, Bouma, A.L., TU-Delft, afdeling der Civiele Techniek, collegedictaat b13, januari 1981 Dash en Jain (2007) An overview of seismic considerations of buried Pipelines, Dash en Jain (2007), Journal of Structural engineering vol 34 No 5 Davis and Bardet (2000) Response of buried corrugated metal pipes to earthquakes, Davis and Bardet (2000), journal of geotechnical and geoenvironmental engineering vol 28 Datta, (2000) Seismic response of brurried pipelines: a state-of-the-art review, Datta, T.K., (2000) Nuclear Engineering and design, Vol. 192, pp. 271-284 Elhmadi and ORourke (1990) Seismic damage to segmented buried pipelines, Elhmadi and ORourke (1990), Earthquake engineering and structural dynamics vol 19 Grieser, Wieland en Walder (2004) Earthquake detection and safety system for oil pipelines, Grieser, Wieland en Walder (2004), Pipeline and Gas journal KNMI [2010] Data beschikbaar gesteld door het KNMI KNMI [2010b] zie website www.knmi.nl, meer specifiek: http://www.knmi.nl/seismologie/tectonische-bevingen-nl.pdf http://www.knmi.nl/cms/content/32658/aardbevingen_bij_voerendaal_en_kunrade_2001 Loeches (1995) Seismic effects on buried pipelines, Loeches (1995), Pipeline technology Vol 1 Mashaly and Datta (1989a)


49 van 69


Seismic behaviour of buried pipelines, state of the art review, Journal of pipelines Vol 7, pp 215-234 Mashaly and Datta (1989b), Seismic stresses at the intersectionsof buried pipelines, Journal of pipelines Vol 7, pp 281299 O’Rourke (1998) An overview of geotechnical and lifeline earthquake engineering O’Rourke (1998), Geotechnical engineering and soil dynamics III O’Rourke , Stewart and Jeon (2001) Geotechnical aspects of lifeline engineering, O’Rourke, Stewart and Jeon (2001), proc of the institution of civil eng, geotechnical engineering 149 O’Leary and Datta (1985), Dynamics of buried pipelines , O’leary and Datta (1985), Soil dynamics and earthquake engineering Vol 4 USGS (2010) http://earthquake.usgs.gov/learn/topics/mag_vs_int.php Wassing, van Eck en van Eijs (2004) Seismische hazard van geïnduceerde aardbevingen, Wassing, van Eck en van Eijs (2004), TNO rappart 04-244-B Wassing (2008) Seismische hazard van geïnduceerde aardbevingen, Wassing (2008) presentatie workshop geïnduceerde aardbevingen.


50 van 69


A Geologische provincies


A-1



A-2


B Schade waarnemingen Dash en Jain (2007)


B-1



B-2


C Algemene achtergrond informatie aardbevingsgolven


C-1


C.1

Algemeen De tijdelijke voorbijgaande grondbeweging wordt veroorzaakt door het passeren van golven door de aarde c.q. grond. Er worden in de bodem twee soorten volumegolven onderscheiden: Compressiegolven : P-golven Schuifgolven : S-golven Compressiegolven hebben een overheersende deeltjesbeweging in de richting waarin de golf zich voortplant (longitudinale golf). Schuifgolven hebben een overheersende deeltjesbeweging in de richting loodrecht op de richting de golf zich voortplant (transversale golf). Deze golven planten zich voort door de aarde. P-golven zijn aanzienlijk sneller dan S-golven. Als de S-golven de oppervlakte bereiken kunnen oppervlaktegolven ontstaan. Oppervlakte golven planten zich langs het oppervlak voort. De sterkte (amplitude) van de golven neemt af met de afstand tot het oppervlak. De volgende oppervlakte golven worden onderscheiden: Ellipsvormige golven Horizontale schuifgolven

: Rayleigh golven : Love golven

Rayleigh golven lopen langs het aardoppervlak. Bij diepe bronnen ontstaan zij pas op enige afstand vanaf het epicentrum. De Love golven worden in studies naar effecten van aardbevingen op pijpleidingen niet beschreven. Door verschillende onderzoekers wordt het apart beschouwen van deze golven (naast S-golven) niet zinvol geacht. In deze rapportage zullen deze golven dus ook niet verder aan bod komen. C.2

Golfsnelheden De hierboven beschreven grondbewegingen treden natuurlijk alleen op als de golf of de golven passeren. Wanneer een golf een volume grond ergens in de aardkorst passeert wordt bepaald door de voortplantingsnelheid van de golf. De voortplantingsnelheid is afhankelijk van het materiaal van de aardkorst c.q. grondmateriaal. Voor de P-golven geldt:

CP Met: Cp = M = =

M

voortplanting snelheid P golf (m/s) Oedometermodulus = K+4/3 G (kN/m 2) volumieke massa (kg/m3)

Voor de S-golven geldt:

CS

G


C-2


Met: Cs = G = =

voortplanting snelheid S golf (m/s) schuifmodulus (kN/m 2) volumieke massa (kg/m3)

Voor de Rayleigh golven geldt:

CR

CS

Met: = 0.95 tot 0.98 (dimensieloos, afhankelijk van de dwarscontractiecoëfficiënt) C.3

Amplitude afname met de afstand De golven planten zicht voort in de bodem, waarmee de energie zich spreidt over een steeds groter gebied. Dit leidt tot een afname van de amplitude met afstand (geometrische demping). Daarnaast wordt er mechanische energie omgezet in wrijvingswarmte waardoor ook de amplitude van de golf afneemt (materiaal demping). De geometrische demping overheerst nabij de bron, de materiaal demping wordt belangrijker op grotere afstand tot de bron. De geometrische demping van de volume golven is omgekeerd evenredig met de afstand, terwijl de geometrische demping van de oppervlakte golven is omgekeerd evenredig met de wortel uit de afstand. Daardoor zijn Rayleighgolven bij zware tectonische op grotere afstand vaak belangrijker. De Rayleighgolven die door de geïnduceerde aardbevingen gegenereerd worden zijn in het algemeen zo zwak dat deze vanuit het oogpunt van schade niet beschouwd worden.

C.4

Belasting De aardbevingsterkte van een opgetreden aardbeving wordt magnitude genoemd en vaak uitgedrukt aan de hand van de Schaal van Richter. Voor ontwerp doeleinden van gebouwen en andere constructies zoals leidingen is het van belang te weten wat de magnitude is van een te verwachten aardbeving. Aangezien de magnitude volgens de schaal van Richter niet geschikt is voor ontwerp doeleinden ( Geen SI eenheden) wordt de sterkte uitgedrukt in een te verwachten maximale versnelling van de grond. Opgemerkt wordt dat deze formules formeel alleen gelden voor één frequentie, maar in het algemeen vaak wel een goede benadering van de situatie geven.

a

2

A

Met: a= maximale versnelling van de grond (m/s2) A= amplitude van de golf (m) En:

2 T Waarin: = hoeksnelheid (rad/s) T = periode van de golf (s)


C-3


Uit de maximale versnelling kan de snelheid van de golf worden afgeleid. De maximale snelheid bedraagt:

v C.5

A

Rek in de grond Aan de hand van de maximale snelheid van de grond en de voortplantingssnelheid van de golven kan de maximale compressie of extensie rek worden berekend die in de grond optreedt. Voor de P-golven is dat: p ,max

VP CP

Voor de S golven is dat s ,max

VS 2 CS

Voor de longitudinale component van de Rayleigh golven is dat R ,longitudinal ,max

VR CR

Naast berekening van de optredende rek kan ook de buiging worden bepaald. De buiging veroorzaakt door P-golven, S-golven of Rayleigh golven wordt berekend aan de hand van de maximaal optredende grond versnelling.

amax C2 Met: C= = amax =

voortplanting snelheid P-S-R golf (m/s) Buiging (m-1) maximale grondversnelling (m/s2)


C-4


D Bodemprofielen


D-1


Drenthe Gekozen is een sondering nabij Odoorn

Materiaal Zand Zand Zand Zand Tabel D.1

Dikte [m] 2 2.5 5 20 Gemiddeld

Snelheid [m/s] 174 123 295 288 249

Golfsnelheden uit sondering nabij Odoorn

Drente golfsnelheid [m/s] 0

50

100

150

200

250

300

350

0

5

diepte [m]

10

15

20

25

30

35

Figuur D.1

Snelheidsprofiel nabij Odoorn

Dit is typisch een profiel dat past op schuifgolfsnelheid groter dan 200 m/s. Er moet wel rekening gehouden worden met enige opslingering in de bovenste laag, voor de leidingberekeningen kan uitgegaan worden van 150 m/s. Groningen Voor Groningen zijn drie sonderingen uitgewerkt. De eerste sondering is ontleent aan het CUR handboek damwanden, waar het profiel Groningen genoemd wordt.


D-2


Materiaal Zand Klei Zand Tabel D.2

Dikte [m] 3 6 6 Gemiddeld

Snelheid [m/s] 177 294 294 260

Golfsnelheden uit sondering Groningen [CUR 166]

Groningen op basis CUR 166 profiel golfsnelheid [m/s] 0

50

100

150

200

250

300

350

0

2

4

diepte [m]

6

8

10

12

14

16

Figuur D.2

Snelheidsprofiel Groningen op basis [CUR 166]

Dit profiel geeft ook een gemiddelde snelheid van meer dan 200 m/s, maar voor de ondiepe moet rekening gehouden worden met een iets lagere golfsnelheid. De tweede sondering is gekozen bij Oostwold Scheemda (S08C00065).

Materiaal Klei Klei Klei Zand Klei Zand Klei Tabel D.3

Golfsnelheden

Dikte [m] 3.5 7 9 2.5 1.5 3 4 Gemiddeld

Snelheid [m/s] 162 259 324 268 350 298 435 249

Golfsnelheden uit sondering Groningen [CUR 166]


D-3


Oostwold Scheemda golfsnelheid [m/s] 0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0

5

diepte [m]

10

15

20

25

30

35

Figuur D.3

Golfsnelheden uit sondering nabij Oostwold Scheemda

Dit profiel behoort ook tot de groep schuifgolfsnelheid boven de 200 m/s, maar ook hier is de golfsnelheid in de bovenlaag waar de meeste leidingen in liggen lager dan, orde 160 m/s. De derde sondering is gekozen iets ten Noorden van Loppersum.

Materiaal Klei Klei Zand Zand Zand Tabel D.4

Dikte [m] 3.5 5 5.5 8 8 Gemiddeld

Snelheid [m/s] 96 96 163 273 277 169

Golfsnelheden uit sondering S07E00145 nabij Loppersum Groningen


D-4


Loppersum Groningen golfsnelheid [m/s] 0

50

100

150

200

250

300

0

5

diepte [m]

10

15

20

25

30

35

Figuur D.4

Golfsnelheden nabij Loppersum Groningen

Dit is een profiel met een gemiddelde golfsnelheid over de bovenste 30 m van 169 m/s, wat lager is dan 200. De toplaag waarin veelal de leiding aangelegd wordt heeft een golfsnelheid van 86 m/s. Alkmaar Noord Als laatste profiel is een sondering (1989-336705-0002) in Alkmaar Noord uitgewerkt.

Materiaal Zand Klei Zand Klei Zand Klei Zand Klei Zand Tabel D.5

Dikte [m] 2.5 1.5 6 4.5 1.5 7 1 1 6 Gemiddeld

Snelheid [m/s] 142 83 153 262 184 254 216 259 271 195

Golfsnelheden uit sondering S07E00145 nabij Loppersum Groningen


D-5


Alkmaar Noord golfsnelheid [m/s] 0

50

100

150

200

250

300

0

5

diepte [m]

10

15

20

25

30

35

Figuur D.5

Golfsnelheden voor profiel in Alkmaar Noord

Dit is een profiel met golfsnelheid onder de 200 m/s. In de top laag komen echter lagere snelheden voor.


D-6


E Aardbevingssignaal Roswinkel, 19 feb 1997


E-1


Figuur E.1

Versnelling, snelheid en verplaatsing in oostwest richting


E-2


Figuur E.2

Versnelling, snelheid en verplaatsing in verticale richting


E-3


Figuur E.3

Versnelling, snelheid en verplaatsing in noordzuid richting


E-4

Schade aan buisleiding door aardbeving

Recommend Documents