Tweede orde evaluatie boortechnologie e 1 passage Meetveld Zuid
CUR / COB K-100 Evaluatie boortechnologie Traject IV : Meetveld Zuid K100 - W - 069 DEFINITIEF TEC / FUGRO
Titel en sub-titel: Evaluatie boortechnologie Traject IV: Meetveld Zuid
Schrijver(s): ir B.F.J. van Dijk ir H.J. Lengkeek
Datum rapport: januari 1998
Type rapport: Werkdocument
Rapportnummer opdrachtnemer: K100-W-069
document nummer: K100-W-069
Projectleider(s) opdrachtnemer: ir. E.A.H. Teunissen
Projectbegeleider opdrachtgever: drs. W. van Schelt
Projectbegeleider opdrachtnemer: ir E.A.H. Teunissen Naam en adres opdrachtgever: CUR/COB Postbus 420 2800 AK Gouda
Naam en adres opdrachtnemer: TEC Postbus 747 3900 AS Veenendaal
Opmerkingen: Samenvatting rapport: Onderhavige rapportage heeft betrekking op de 2 de orde evaluatie voor de eerste passage van Meetveld Zuid van de Tweede Heinenoordtunnel. Binnen de hoofdgroep 'Boortechnologie' zijn twee evaluatie-clusters te definiëren: - Stabiliteit boorfront - Effectiviteit boorproces Per onderdeel is de predictie opnieuw uitgevoerd indien noodzakelijk, gebaseerd op actuele gemeten parameters tijdens het boren. Vervolgens zijn de predicties vergeleken met de metingen. Dit is gedaan voor een 'gemiddelde' ring, ring 547 en voor het gehele meetveld, waarbij tevens naar extreme waarnemingen is gekeken. Uit de evaluatie volgt een aantal conclusies met betrekking tot de voorspellende waarde van de predicties. Tevens wordt een aantal aanbevelingen voor het uitvoeren van aanvullende metingen voor het verbeteren van het meetprogramma gedaan. Relationele rapporten: K100-W-057, K100-W-058, K100-W-068 Trefwoorden: tunnel, boren, boortechnologie
Verspreiding: COB-commissie K100
Classificatie: Intern COB rapport
Classificatie deze pagina: Nee
Aantal blz: 75
Prijs:
Versie
Datum
Namens opdrachtnemer
Paraaf
concept II
december 1997
ir. E.A.H. Teunissen
drs W. van Schelt
definitief
januari 1998
ir. E.A.H. Teunissen
drs W. van Schelt
Namens opdrachtgever
Paraaf
Title and sub-title: Evaluatie boortechnologie Traject IV: Meetveld Zuid
Author(s): ir B.F.J. van Dijk ir H.J. Lengkeek
Date report: january 1998
Type report: Interim-report
Reportnumber contractor: K100-W-069
report number: K00-W-069
Project manager(s) contractor: ir. E.A.H. Teunissen
Project attendant principal: drs W. van Schelt
Project attendant contractor: ir. E.A.H. Teunissen Name and address contractor: TEC P.O. Box 747 3900 AS Veenendaal The Netherlands
Name and address principal: CUR/COB P.O. Box 420 2800 AK Gouda The Netherlands
Remarks: Summary of report: This report contains the second order evaluation for the first passage of the Southern Measurement area for the 'Tweede Heinenoordtunnel'. Within the research topic Tunnelling technology the following clusters were defined: - Stability of the drilling front; - Effectivity of the drilling proces. For each subject in these clusters the prediction has been carried out again if necessarily, based on parameters measured during the construction. Then the predictions are compared with the measurements. This has been done for an 'average' ring, ring 547 and for the whole measuring area, where also special attention was given to extreme data. From the evaluation a number of conclusions is drawn with regard to the predictional value of the prediction models. Next to that a number of recommendations are made concerning the execution of extra measurements to improve the measuring program for the passage of the other measuring areas. Relational reports: K100-W-057, K100-W-058, K100-W-68 Keywords: tunnelling, boring, boringtechnology
Distribution: COB committee K100
Classification: Internal COB-report
Classification this page: No
Number of pages: 75
Version
Date
On behalf of contractor
Initials
concept II
December 1997
ir. E.A.H. Teunissen
drs W. van Schelt
final
January 1998
ir. E.A.H. Teunissen
drs W. van Schelt
Price:
On behalf of principal
Initials
Auteursrechten Alle rechten voorbehouden. Niets uit deze uitgave mag worden verveelvoudigd, opgeslagen in een geautomatiseerd gegevensbestand of openbaar worden gemaakt, in enige vorm of op enige wijze, hetzij elektronisch, mechanisch, door fotokopieën, opnamen of op enig andere manier, zonder voorafgaande schriftelijke toestemming van de CUR/COB. Het is toegestaan overeenkomstig artikel 15a Auteurswet 1912 gegevens uit deze uitgave te citeren in artikelen, scripties en boeken, mits de bron op duidelijke wijze wordt vermeld, alsmede de aanduiding van de maker, indien deze in de bron voorkomt. "Rapport K100-W-069 Praktijkonderzoek boortunnels K100, Evaluatie boortechnologie, Traject IV: Meetveld Zuid definiteif I, januari 1998, CUR/COB, Gouda". Aansprakelijkheid CUR/COB en degenen die aan deze publikatie hebben meegewerkt, hebben een zo groot mogelijke zorgvuldigheid betracht bij het samenstellen van deze uitgave. Nochtans moet de mogelijkheid niet worden uitgesloten dat er toch fouten en onvolledigheden in deze uitgave voorkomen. Ieder gebruik van deze uitgave en gegevens daaruit is geheel voor eigen risico van de gebruiker en CUR/COB sluit, mede ten behoeve van al diegenen die aan deze uitgave hebben meegewerkt, iedere aansprakelijkheid uit voor schade die mocht voortvloeien uit het gebruik van deze uitgave en de daarin opgenomen gegevens, tenzij de schade mocht voortvloeien uit opzet of grove schuld zijdens CUR/COB en/of degenen die aan deze uitgave hebben meegewerkt.
VOORWOORD Kennis en ervaring op het gebied van ondergronds bouwen in zachte grond is belangrijk als Nederland de actualiteit wil volgen en de (inter)nationale positie van de Nederlandse ontwerpers en bouwers wil handhaven. Door een breed forum van partijen uit bedrijfsleven, overheid en kennisinstituten is in 1994 het Impulsprogramma Kennisinfrastructuur Ondergronds Bouwen opgesteld. het doel van dit Impulsprogramma is te komen tot een duurzame versterking van de kennisinfrastructuur. De kern van deze kennisinfrastructuur vormt het Centrum Ondergronds Bouwen (COB), dat onderzoek en ontwikkelingen op het gebied van ondergronds bouwen initieert en coördineert. COB maakt gebruik van de werkwijze en infrastuctuur van het Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving (CUR) te Gouda. De activiteiten van het COB worden uitgevoerd onder de noemer CUR/COB. Een leerstoel "Ondergronds Bouwen" aan de TU Delft is nauw gelieerd aan het COB. In CUR/COB participeert een breed scala aan bedrijven, branche-organisaties, onderzoeksinstellingen, wetenschappelijke instituten en overheden. Via een bijdrage van de Interdepartementale Commissie voor het Economisch Structuurbeleid (ICES) in het Impulsprogramma stimuleert de overheid de totstandkoming van deze kennisinfrastructuur. Het onderzoek en ontwikkelingswerk van CUR/COB worden verricht in het kader van een omvattend uitvoeringsprogramma. Dit uitvoeringsprogramma kent in eerste instantie vier thema's, te weten "Boren in zachte grond", "Verkennen, voorspellen en monitoren", "Economische tunnelbouw" en "Construeren, beheren en onderhouden". De thema's worden ingevuld met uit te voeren onderzoeks- en ontwikkelingsprojecten. Een belangrijk project binnen het eerste thema is het "Praktijkonderzoek Boortunnels" (CUR/COB-uitvoeringscommissie K100). De kern van dit project bestaat uit een intensieve monitoring van de twee praktijkprojecten Boortunnels, de Tweede Heinenoordtunnel en de Botlekspoortunnel. Door middel van deze monitoring worden bestaand instrumentarium voor verkenning van de ondergrond en voorspellingsmodellen voor het gedrag van constructie en grond getoetst. Voorliggend werkdocument "Praktijkonderzoek boortunnels K100, Evaluatie boortechnologie, Traject IV: Meetveld Zuid definitief" is onder verantwoordelijkheid van deze commissie tot stand gekomen en moet gezien worden als evaluatieonderdeel boortechnologie van de monitoring bij het praktijkproject Tweede Heinenoordtunnel.
De samenstelling van de commissie die dit rapport heeft voorbereid, was: ir. K.J. Bakker, voorzitter drs. W. van Schelt, secretaris ir. P.H.J. Ackermans dr.ir. P. van den Berg ir. J.P.M. Bol ir. H.A. Greve ing. H.J. Hagen ir. N.D. Joustra ing. H. De Kruijff ing. A. van de Meent ir. S. den Ouden ir. H.C. Peerdeman ing. A.A. Proper ir. S.F. de Ronde ir. L.E.B. Saathof ir. E.A.H. Teunissen ing. R.W.P. Uitermarkt ir. A.C. Versluis ir. H.J. Vos prof.dr.ir. J.F. Agema, mentor CUR ing. M. Sanders, coördinator COB
De kwaliteitsgroep bstond uit het Supercluster Boortechnologie van K100 en de Werkgroep Monitoring van BTL: ir. F.W.J. van Vliet, voorzitter ir. H.C. Hendrikx-Lieffering, secretaris ir. R.W.G. Heijmans ir. A.G.M. Knibbeler ir. M.W.P. van Lange ir. C.A. Messemaecker van de Graaff ir. M.P. Quaak ir. P.A.A. Roelands ir. L.E.B. Saathof drs. W. van Schelt ir. E.A.H. Teunissen ir. R.W.P. Uitermarkt ir. G.M. Wolsink
Samenstelling van het Projectbureau Boortunnels: ir. P.S. Jovanovic ir. A.J.M. Kösters ir. C.A. Messemaecker van de Graaff ir. J.W. Plekkenpol drs. W. van Schelt ir. R. Stuurman
INHOUD SAMENVATTING SUMMARY NOTATIES 1 INLEIDING 1.1 Algemeen 1.2 Bodemgesteldheid ter plaatse van de Tweede Heinenoordtunnel 1.3 Boortechnologie 1.4 Tunnelconstructie 1.5 Onderzoeksdoelen, meetprogramma en relatie met de predicties 1.6 Strekking van dit rapport 1.7 Relatieve en absolute druk 1.8 Dichtheidsmetingen 2 PREDICTIES 2.1 Algemeen 2.2 Stabiliteit van het boorfront 2.2.1 Krachtenbalans van de TBM in axiale richting 2.2.2 Krachtenbalans van de TBM in tangentiële richting 2.2.3 Drukverdeling in de mengkamer 2.3 Effectiviteit van het boorproces 2.3.1 Slijtage van de snijelementen 2.3.2 Effectiviteit pompen en leidingen 3 METINGEN 3.1 Algemeen 3.2 Meetinstrumentarium 3.3 Metingen en diagrammen 3.4 Nauwkeurigheid van de metingen 3.5 Meetcampagne Traject I 4 EVALUATIEPROCEDURE 4.1 Algemeen 4.2 Relatie tussen onderzoeksdoelen, metingen en predicties 4.3 Predicties en evaluaties 4.4 Evaluatiemethode 5 EVALUATIE RING 547 5.1 Keuze ring 547 5.2 Grondspanningen en frontdruk 5.3 Stabiliteit boorfront 5.3.1 Krachtenbalans TBM in axiale richting 5.3.2 Krachtenbalans TBM in tangentiële richting 5.4 Effectiviteit boorproces 5.4.1 Slijtage van de snijelementen 5.4.2 Effectiviteit van pompen en leidingen 6 EVALUATIE VOLLEDIG MEETVELD ZUID 6.1 Algemeen beeld totale meetveld zuid 6.2 Beschouwing grafieken 7 EXTREME WAARNEMINGEN TIJDENS DE PASSAGE VAN HET GEHELE MEETVELD 8 CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN 8.1 Conclusies stabiliteit boorfront 8.1.1 Frontdruk
9 11 13 16 16 16 16 16 16 16 16 16 17 17 17 17 17 17 17 17 17 18 18 18 18 18 18 19 19 19 19 19 20 20 20 23 23 34 55 55 56 64 64 64 70 71 71 71
8.1.2 Axiale krachtenbalans 8.1.3 Tangentiële krachtenbalans 8.1.4 Drukverdeling mengkamer 8.1.5 Waterspanningen 8.2 Conclusies effectiviteit van het boorproces 8.2.1 Slijtage snijelementen 8.2.2 Pompen en leidingen 8.3 Conclusies evaluatie volledige meetveld 8.4 Aanbevelingen volgende meetveld 8.5 Aanbevelingen voor de eerste orde evaluatie 8.6 Aanbevelingen m.b.t. de inzet tijdens de volgende meetvelden 8.7 Aanbevelingen uitvoeren postdicties LITERATUUR
71 71 71 72 72 72 72 72 74 74 75 75 76
SAMENVATTING Het boren van grote diameter tunnels ten behoeve van weg- of railverkeer is in Nederland nog niet eerder uitgevoerd. Wel is elders in de wereld een groot aantal van dergelijke tunnels gebouwd, maar niet of nauwelijks in bodemomstandigheden zoals deze in West-Nederland worden aangetroffen, namelijk relatief slappe grond met een hooggelegen grondwaterstand. Vanuit een algemene onderzoeksbehoefte is door CUR/COB commissie K100 een aantal concrete onderzoeksdoelen geformuleerd, waar de metingen en experimenten bij twee praktijkprojecten (de Tweede Heinenoordtunnel en de Botlekspoortunnel) een antwoord op beogen te geven. In grote lijnen staan de volgende onderzoeksonderwerpen centraal: Boortechnologie Tunnelconstructie Geotechniek Trillingen In dit rapport zullen meetresultaten en predicties met betrekking tot het onderzoeksonderwerp 'Boortechnologie' met elkaar worden vergeleken. Het doel van de evaluatie is: Door middel van een evaluatie antwoord verkrijgen op de onderzoeksvragen/ -doelen in het Instrumentatie- en Meetplan (rapport K100-01); Door middel van een evaluatie beoordelen van modellen voor ontwerp- en wetenschapsdoeleinden; Door middel van een evaluatie beoordelen van de functionaliteit van het meetinstrumentarium. Het evaluatieproces is opgedeeld in drie niveaus: 1ste orde: totale evaluatie t.b.v. het evaluatie rapport; de 2 orde: tussen evaluatie t.b.v. een goede afstelling en eventueel bijstelling van het instrumentarium; 3de orde: snelle evaluatie t.b.v. noodprocedures. Onderhavige rapportage heeft betrekking op de 2 de orde evaluatie voor de eerste passage van Meetveld Zuid van de Tweede Heinenoordtunnel. Binnen de hoofdgroep 'Boortechnologie' zijn twee evaluatie-clusters te definiëren: Stabiliteit boorfront Effectiviteit boorproces Per onderdeel is de predictie opnieuw uitgevoerd indien noodzakelijk, gebaseerd op actuele gemeten parameters tijdens het boren. Vervolgens zijn de predicties vergeleken met de metingen. Dit is gedaan voor een 'gemiddelde' ring, ring 547 en voor het gehele meetveld, waarbij tevens naar extreme waarnemingen is gekeken.
9
De belangrijkste conclusies van de evaluatie zijn: De toegepaste frontdruk komt ongeveer overeen met de neutrale gronddruk. De kracht op de snijradvijzels wordt voor het grootste deel veroorzaakt door de bentonietdruk op het lagerhuis (70%). De wandwrijving in tangentiële richting is klein ten opzichte van het snijradkoppel. Het grootste deel van het snijradkoppel zal derhalve via de vijzels op de tunnellining worden overgebracht. De dichtheid in de mengkamer is redelijk homogeen en hoger dan in de werkkamer. De waterspanningsmeter in klei laat een ongedraineerd gedrag zien. De gemeten opvoerhoogte van de aan- en afvoerleiding wijken erg af van de predicties. De oorzaak hiervan wordt vooralsnog toegeschreven aan meetonnauwkeurigheden.
10
SUMMARY Up till now tunnelling with large diameters for road or rail transportation has never been done in the Netherlands. Elsewhere in the world a large number of such type of tunnels have been constructed, but very seldom in soil conditions like those that can be found in the Western part of the Netherlands. The soil in the Western part of the Netherlands is relatively soft and contains a high ground water level. For research purposes CUR/COB committee K100 has formulated a number of research topics. For these research purposes in situ measurements and experiments will be carried out during the construction of two tunnels (the 'Tweede Heinenoortunnel' and the 'Botlekspoortunnel'). The research consists of the following topics: tunnelling technology tunnel construction geotechnics In this report results of measurements will be compared with the predictions regarding the research topic tunnelling technology. The purposes of the evaluation are: to get an answer on the research questions in the report 'Instrumentatie- en Meetplan' (report K100-01); to evaluate moddels for design and scientific purposes; to evaluate the instrumentation for their specific use. The evaluation proces is devided into three levels: first order evaluation: total evaluation for the final evaluation report; second order evaluation: inbetween evaluation for an inbetween check and if necessarily to adjust the measurement instrumentarium; third order evaluation: quick evaluation for emergency procedures. This report contains the second order evaluation for the first passage of the Southern Measurement area of the second Heinenoordtunnel. Within the research topic Tunnelling technology the following clusters were defined: Stability of the drilling front; Effectivity of the drilling proces. For each subject in these clusters the prediction has been caried out again if necessarily, based on parameters measured during the construction. Then the predictions are compared with the measurements. This has been done for an 'average' ring, ring 547 and for the whole measuring area, where also special attention was given to extreme data.
11
The most important conclusions of the evaluation are: The frontpressure applied is approximatly equal to the neutral ground pressure. The force on the cutterwheel jacks is induced mostly by the bentonite pressure on the cutterwheel. The friction of the shield in tantential direction is small compared to the momentum of the cutterwheel. The greatest part of the momentum of the cutterwheel will be induced by the main jacks on the tunnellining. The density in the mixing chamber is homogeneous and higher than the density in the working chamber. The waterpressuremeter in clay measures an undrained behaviour of the water pressure. The measured meters of head of the bentonite pipes differ very much from the predictions. This is probably caused by inaccurate measurements.
12
NOTATIES α β γw δ ∆φ ∆φ ∆P ξ ρaan ρaf ρb,aanv ρgrond ρk ρw σ'h σ'v σcav σfront σw τ τw τw;min φ ΦTb ΨT ω bt C1 C2 cv d D d15 dkorrel dmax Fdrukschot Fgrondprop Fhoofdvijzels Fmantel,max Fovercutters Fsnijelementen Fsnijelem,tang Fsnijradvijzels Fstaart Fstaartafdichting fundr
meshoek ( °) schuifvlakhoek ( °) soortelijk gewicht water (1000 kg/m3) wrijvingshoek tussen staal en zand ( °) stijghoogteverschil (m) gemiddelde onderdruk* (m) drukverschil over de grond (kPa) verliesfactor dichtheid bentonietaanvoer (kg/m 3) dichtheid bentonietafvoer (kg/m 3) dichtheid van de bentonietaanvoer (kg/m 3) dichtheid van de grond (kg/m3) dichtheid toegevoegde korrels (kg/m 3) dichtheid van water (1000 kg/m3) horizontale korrelspanning (kPa) verticale korrelspanning (kPa) grondwater spanning waarbij cavitatie optreedt (kPa) frontdruk (kPa) waterspanning (kPa) schuifspanning langs de wanden (kPa) optredende schuifspanning aan de rand van de leiding minimaal benodigde schuifspanning om bodemtransport mogelijk te maken hoek van inwendige wrijving van de grond ( °) dimensieloze transportparameter (-) genormeerde schuifspanning (-) rotatiesnelheid snijrad ( °/s) beitel- c.q. mesbreedte (m) constante (-) constante (-) transportconcentratie (%) diameter van de zandkorrels (m) diameter van de TBM (m) korrelgrootte die door 15 gewichtsprocenten wordt onderschreden (m) korreldiameter van het vervoerde zand maximale korreldiameter waarbij plug-flow nog kan optreden kracht op het drukschot de axiale kracht door verdringing van de grondprop (kN) axiale kracht op de hoofdvijzels (kN) maximale wandwrijving (kN) de axiale kracht op overcutters (kN) de axiale kracht op snijelementen front (kN) kracht op de snijelementen in tangentiële richting (kN) bovenbeschreven axiale kracht op het snijrad (kN) axiale kracht op de staartafdichting (kN) axiale kracht op de staartafdichting (kN) ongedraineerde schuifsterkte (kPa)
13
fw Fwrijving Fz,TBM Fz,volg g GTBM Happendage Hbochten Hdynamisch Hinstroom hs Hstatisch Htotaal Huitstroom Hv Hverlies k k1 Ka kmax Kn ko Kp kslurry kwater L L n Nc nlos nmax no Nq nvast pcav ps q R Rc Rh rn S t t1 Tfront Tgrondprop Tovercutters Tsnijelementen
verweringsconstante de maximale axiale wrijvingskracht axiale zwaartekrachtcomponent op de TBM axiale zwaartekrachtcomponent op de volgtrein versnelling van de zwaartekracht gewicht TBM verlies in appendage (terugslagkleppen e.d.) bochtverlies drukverlies door stroming instroomverlies snijdiepte statische druk over de leiding totale opvoerhoogte van de pomp uitstroomverlies materiaalhardheid drukverlies door aanwezigheid van bochten, instroming, etc. doorlatendheid gemiddelde doorlatendheid gronddruk coëfficiënt van de actieve gronddruk doorlatendheid van het gedilateerde zand coëfficiënt van de neutrale gronddruk doorlatendheid van het ongestoorde zandbed gronddruk coëfficiënt van de passieve gronddruk doorlatendheid van de grond voor de slurry doorlatendheid van de grond voor water lengte van boorschild contactdruk in-situ porositeit coëfficiënt afhankelijk van de cohesie maximale porositeit maximale porositeit in-situ porositeit coëfficiënt afhankelijk van de hoek van inwendige wrijving in-situ porositeit grondwater spanning waarbij cavitatie optreedt frontdruk specifiek debiet straal TBM straal van het centrum van het snijrad hydraulische straal van de afvoerleiding straal van het snijelement tot as TBM sleepafstand tijd tijd tussen twee mespassages snijkoppel snijelementen front koppel door verdringing van de grondprop snijkoppel overcutters sommatie van snijkoppels
(mm/m/kPa) (kN) (kN) (kN) (9,81 m/s 2) (kg) (kPa) (kPa) (kPa) (kPa) (m) (kPa) (kPa) (kPa) (Vickers) (kPa) (m/s) (m/s) (-) (m/s) (-) (m/s) (m/s) (m/s) (m) (kPa) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (kPa) (kPa) (m/s) (m) (m) (m) (m) (m) (s) (s) (kNm) (kNm) (kNm) (kNm)
14
Ttotaal Twrijving,max u ucr v vs Wv x x xBingham xNewton
totale aandrijfkoppel maximale koppel mantelwrijving voortgangssnelheid kritieke stroomsnelheid optredende stroomsnelheid in de leiding snijsnelheid slijtage afstand afgelegd door TBM afstand tot het boorfront maximale indringingsdiepte afstand tot het boorfront
(kNm) (kNm) (m/s) (m/s) (m/s) (m/s) (mm3) (m) (m) (m) (m)
15
1
INLEIDING
1.1 Algemeen Dit rapport is geschreven als een aanvulling op het evaluatie rapport voor meettraject I (K100W-058). Zoveel mogelijk is getracht dezelfde inhoudsopgave aan te houden, waarbij veelvuldig is verwezen naar het K100-W-058 rapport. Voor de evaluatie zelf zijn in verband met de leesbaarheid de predictieformules opgenomen. Verder wordt verwezen naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.2 Bodemgesteldheid ter plaatse van de Tweede Heinenoordtunnel Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.3 Boortechnologie Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.4 Tunnelconstructie Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.5 Onderzoeksdoelen, meetprogramma en relatie met de predicties Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.6 Strekking van dit rapport Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.7 Relatieve en absolute druk Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 1.8 Dichtheidsmetingen De dichtheidsmetingen worden nu wel op een juiste wijze verwerkt en weergegeven in de grafieken en zijn gebruikt voor deze rapportage. De onzekerheden in de dichtheidsmetingen zoals vermeld in rapport K100-W-058 zijn daarmee opgelost.
16
2
PREDICTIES
2.1 Algemeen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.2 Stabiliteit van het boorfront Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.2.1 Krachtenbalans van de TBM in axiale richting Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.2.2 Krachtenbalans van de TBM in tangentiële richting Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.2.3 Drukverdeling in de mengkamer Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.3 Effectiviteit van het boorproces Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.3.1 Slijtage van de snijelementen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 2.3.2 Effectiviteit pompen en leidingen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf.
17
3
METINGEN
3.1 Algemeen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 3.2 Meetinstrumentarium Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 3.3 Metingen en diagrammen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 3.4 Nauwkeurigheid van de metingen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. De TBM metingen zijn gepresenteerd in rapportage K100-W-068. 3.5 Meetcampagne Traject I Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf.
18
4
EVALUATIEPROCEDURE
4.1 Algemeen Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 4.2 Relatie tussen onderzoeksdoelen, metingen en predicties Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. 4.3 Predicties en evaluaties Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf. De TBM metingen zijn gepresenteerd in rapportage K100-W-068. 4.4 Evaluatiemethode Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058, zelfde paragraaf.
19
5
EVALUATIE RING 547
5.1
Keuze ring 547
Voor de tweede orde evaluatie van een gemiddelde ring is het boren van ring 547 gekozen om de volgende redenen: de meeste predicties zijn uitgevoerd voor een ring ergens halverwege Meetveld Zuid. Ring 547 ligt iets voor het midden van het Meetveld en kan derhalve worden gebruikt om predicties te vergelijken met de metingen; bij ring 547 is continu geboord en er komen geen extreme waarnemingen voor in de grafieken; Bij ring 547 is volgens het logboek van Rijkswaterstaat geboord met overcutters. Het effect van de overcutters kan derhalve worden meegenomen in de evaluatie. 5.2
Grondspanningen en frontdruk
Op basis van de diepteligging van de as van de TBM bij ring 547 en de parameterset voor de predicties is voor ring 547 de verticale en de horizontale grond-, korrel- en waterspanning bepaald. Volgens de predicties is de grondwaterstand circa NAP +0,3 m. De afwijking van deze waarde ten gevolge van de getijbeweging is circa 0,6 m. De as van de TBM lag halverwege het boren van ring 547 op circa NAP -13,21 m. In tabel 8 staan per grondlaag de verticale korrelspanningen weergegeven.
20
Tabel 8. Korrelspanningen voor ring 547. laag
o.k. laag (m NAP)
soortelijk gewicht droge grond 3 γd (kN/m )
soortelijk gewicht natte grond 3 γn (kN/m )
verticale grondspanning σgrond (kPa)
waterspanning σwater (kPa)
verticale korrelspanning σv' (kPa)
maaiveld
+2,7
-
-
0
0
0
zand ophoging
+0,3
17
19,0
41
0
41
0A
-1,8
16,5
19,5
82
21
61
0B
-2,4
17,0
17,0
92
27
65
1
-3,4
16,5
16,5
108
37
71
3
-4,0
17,0
20,0
120
43
77
4
-7,6
13,0
167
79
88
16
-8,7
17,0
186
90
96
4
-9,7
13,0
199
100
99
16(18)
-10,6
19,0
216
109
107
18 as TBM
-13,21
20,5
270
126
143
18
-14,1
20,5
288
135
153
31
-15,1
18,0
306
145
161
32
-20,0
20,5
406
195
211
De Ko-waarde is bepaald op basis van de hoek van inwendige wrijving. De actieve en passieve gronddrukcoefficienten zijn bepaald m.b.v. tabel 1.12 uit het Polytechnisch zakboekje. Volgens rapport K100-01 is de frontdruk te voorspellen volgens: Formule 5.1. waarin: σfront Ka σ'v σw
frontdruk gronddruk coëfficiënt van de actieve gronddruk verticale korrelspanning waterspanning
(kPa) (-) (kPa) (kPa)
Met behulp van de parameterset voor de predicties is voor ring 547 de frontdruk voorspeld. Hierbij is een Ka van 0,23 aangehouden. Met deze waarden wordt de frontdruk circa 171 kPa. De druk aan het boorfront is bepaald met behulp van de drukopnemers van Herrenknecht (HK) in de werkkamer en in de mengkamer en drukopnemers van het Waterloopkundig Laboratorium (WL) op het snijrad. De HK-drukopnemers zijn gebruikt voor de absolute waarde van de frontdruk. De WL-drukopnemers zijn gebruikt voor het bepalen van de dichtheid van de boorspoeling en daarmee het drukverloop over het boorfront.
21
Tijdens het boeren van ring 547 is op basis van de bovenbeschreven methode berekend dat de dichtheid aan het boorfront circa 1290 kg/m 3 was. De absolute frontdruk op de as van de TBM is circa 296 kPa geweest. De frontdruk is geen parameter die volgt uit processen die optreden tijdens het boren, maar een parameter die wordt ingesteld door de aannemer. Dit bemoeilijkt het voorspellen van deze parameter. Formule 5.1 vormt een ondergrens voor de stabiliteit van het boorfront. In het rapport K100-W-017 wordt uitgegaan van de neutrale gronddruk (K 0=0,48). Op basis van deze predictie bedraagt de relatieve frontdruk circa 198 kPa. De gemeten (relatieve) frontdruk, 196 kPa, komt ongeveer overeen met de neutrale gronddruk, zoals ook bij meetveld Noord is geconstateerd.
22
5.3
Stabiliteit boorfront
Met betrekking tot de stabiliteit van het boorfront zijn er predicties gedaan omtrent een viertal onderwerpen te weten: - krachtenbalans van de TBM in axiale richting; - krachtenbalans van de TBM in tangentiële richting; - de drukverdeling in de mengkamer; - de invloed van de waterspanningen op stabiliteit boorfront. Deze vier onderwerpen worden in de volgende sub-paragrafen uitgewerkt. 5.3.1 Krachtenbalans TBM in axiale richting Predictie De predictie voor de krachtenbalans is kort weergegeven in paragraaf 2.2.1. Uit metingen en tekeningen blijkt, dat een aantal aangenomen waarden voor de invoerparameters in de predicties in werkelijkheid anders is geweest. Derhalve zijn de predicties opnieuw uitgevoerd met de actuele gegevens. De berekening staat in bijlage D1. Balans snijrad De sommatie van axiale krachten op het snijrad wordt gegeven door: Formule 5.2. F snijradvijzels waarin: Fsnijradvijzels Fgrondprop Fsnijelementen Fovercutters Flagerhuis
= F grondprop + F snijelementen + F overcutter
axiale kracht op het snijrad axiale kracht door verdringing van de grondprop axiale kracht op snijelementen front axiale kracht op overcutters axiale kracht op het lagerhuis
(kN) (kN) (kN) (kN) (kN)
- axiale kracht door verdringing grondprop Voor het berekenen van de axiale kracht door verdringing van een grondprop zijn verschillende predicties gemaakt. In het rapport K100-W-047 is een predictie uitgevoerd voor zowel een situatie zonder grondprop als voor een situatie met grondprop. In de situatie met grondprop is in rapport K100-W-047 uitgegaan van een straal van de grondprop van 0,5 m. Daarnaast kan uitgegaan worden van een grondprop met straal van 0,75 m (gebaseerd op de diameter van de plaat in het centrum van het snijrad). Derhalve is voor beide diameters de axiale kracht voor de grondprop uitgerekend. Hierbij is uitgegaan van grondlaag 18 omdat deze laag in het midden gesitueerd is en over een groot deel van het boorfront aanwezig is. In rapport K100-W-047 (WL, november 1996) wordt de axiale kracht van een mogelijke grondprop berekend volgens: Formule 5.3. F grondprop,klei
= π Rc 2 ( f undr N c + σ front - σ
Formule 5.4. F grondprop,zand
= π Rc 2 ( σ front - σ water ) N q
23
waarin: Fgrondprop Rc σfront * σwater ( ) fundr Nc Nq (*)
de axiale kracht door verdringing van de grondprop (kN) de straal van het centrum van het snijrad (m) de druk in de mengkamer ter hoogte van de tunnelas (zie formule 2.1) (kPa) de waterdruk ter hoogte van de tunnelas, vooralsnog gelijk gesteld aan de initiële situatie. de ongedraineerde schuifsterkte (kPa) coëfficiënt afhankelijk van de cohesie (-) coëfficiënt afhankelijk van de hoek van inwendige wrijving (-) In deze formules voor de aangepaste predictie is σfront (in rapport K100-W-047) vervangen door σfronte σwater. (Zie ook Notulen 8 Supercluster Boortecvhnologie d.d. 2 decembwer 1997, SCB 97.10)
Onder de subparagraaf predictiemodel worden de predictieformules nader toegelicht. Volgens rapport K100-W-42 (MTI, juni 1996) dient de axiale kracht van de grondprop te worden berekend volgens: 2 F grondprop = π Rc
σ v′ + σ v′ • K p • 2
Formule 5.5. waarin: Fgrondprop Rc σ'v Kp φ
axiale kracht door verdringing van de grondprop straal van het centrum van het snijrad verticale korrelspanning gronddruk coëfficiënt van de passieve gronddruk hoek van inwendige wrijving
tan φ π tan( 4
(kN) (m) (kPa) ( °)
De axiale kracht van een grondprop is in de onderstaande tabel (9) kwantitatief weergegeven volgens de verschillende voorspellingen. Tabel 9. Axiale kracht van een grondprop. predictierapport
K100-W-047
K100-W-042
straal grondprop (m)
0
0,5
0,75
0,5
0,75
axiale kracht grondprop (kN)
0
2000
4510
560
1270
- axiale kracht op snijelementen front Na uitvoering van de predicties is het ontwerp van de frontelementen ingrijpend gewijzigd. Hiervoor wordt verwezen naar de evaluatie van Meetveld Noord, K100-W-058. Derhalve kunnen de formules uit het BTL rapport 'Ontgraving' (WL rapport, Mastbergen, D.R. en Bisschop, F., 1995) worden gehanteerd.
24
F snijelementen = g • ρ w • bt • h2s •
vs C1 • sin φ • cos( α + δ ) - C2 • sin δ • cos( β + φ 1 • ∆n • sin( α + β + δ + φ ) k
Formule 5.6.
hs = 2π
u ω
k 1 = 0,5 • k 0 + 0,5 • k max ∆n =
nmax - n0 1 - n max
Formule 5.7. Formule 5.8.
Formule 5.9.
voor een meshoek van 60° kan worden gesteld:
waarin: Fsnijelementen g ρw bt hs vs k1 ko kmax no nmax C1 C2 φ α δ β u ω
C1 = 0,43
Formule 5.10.
C2 = 0,30 β = 48,5 - 0,5 • δ - 0,3 • φ
Formule 5.11. Formule 5.12.
kracht op de snijelementen is versnelling van de zwaartekracht dichtheid van water beitel- c.q. mesbreedte snijdiepte snijsnelheid gemiddelde doorlatendheid doorlatendheid van het ongestoorde zandbed doorlatendheid van het gedilateerde zand in-situ porositeit maximale porositeit constante constante hoek van inwendige wrijving van zand meshoek wrijvingshoek tussen staal en zand schuifvlakhoek voortgangssnelheid rotatiesnelheid snijrad
(kN) (9,81 m/s 2) (1000 kg/m3) (m) (m) (m/s) (m/s) (m/s) (m/s) (-) (-) (-) (-) ( °) ( °) ( °) ( °) (m/s) ( °/s)
25
Uit de metingen is gebleken dat de gemiddelde snijdiepte tijdens het boren van ring 547 circa 0,025 m is geweest. De gemiddelde toerental was 1,12 omw/min en de gemiddelde snelheid 1,69 m/uur. Voor de snijelementen is een breedte aangehouden van 185 mm. Uit de berekening volgt dat de som van de axiale kracht op de snijelementen (behalve de snijelementen in het centrum) indien geen boorvloeistof wordt gebruikt circa 4 kN is. Volgens predictie K100-W-014 dient rekening gehouden te worden met de invloed van de boorvloeistof. De spaanvlak- en slijtvlakkrachten zullen door de aanwezigheid van de boorvloeistof met een factor 3 toenemen. Derhalve zal de snijkracht voor de situatie met boorvloeistof circa 10 kN zijn. De snijelementen in het centrum dienen niet te worden meegerekend bij de axiale snijradkrachten indien er een grondprop optreedt. Indien er geen grondprop optreedt dienen de axiale snijkrachten van deze elementen wel te worden meegerekend bij de axiale snijradkrachten. Uit tekening tek.nr. 504-02-000-00E d.d. 28-08-1996 van Herrenknecht zijn de snijelemeten in het centrum van het snijrad wel uitgevoerd zoals is aangenomen in het rapport K100-W-047. Volgens dit zelfde rapport is indien met de snijelementen in het centrum snijdend wordt geboord de axiale snijkracht van deze snijelementen circa 134 kN voor grondlaag 18. - axiale snijkrachten op overcutters In het predictierapport k100-W-047 is uitgegaan van een meshoek van 90 °. Deze aanname is correct voor de snijelementen in het midden en voor de snijelementen van de overcutter. Echter, de bijdrage van de overcutter is niet apart vermeld. De invloed van de overcutters is bepaald aan de hand van formule 5.6 met een meshoek van 60 graden. De axiale kracht op de overcutter is 0,36 kN. - axiale kracht op het lagerhuis De bentoniet drukt zowel tegen het lagerhuis als tegen het drukschot van de TBM. Uit de bouwtekeningen van de TBM blijkt dat de druk op het lagerhuis wordt teruggevoerd op de vijzels van het snijrad. Op basis van tekening HK A-509-01 is geconstateerd dat de diameter van het lagerhuis circa 3,35 m is. De axiale drukkracht op het lagerhuis van de TBM kan worden berekend volgens: lagerhuis
waarin: Flagerhuis Rlagerhuis Rgrondprop σfront
= π • ( R2lagerhuis - R2grondprop ) • σ front
kracht op het lagerhuis straal van het lagerhuis straal van een eventuele grondprop frontdruk
Formule 5.13.
(kN) (m) (m) (kPa)
Met een relatieve frontdruk van 196 kPa wordt de axiale kracht van het bentoniet-grondmengsel op de lagerhuis van de TBM 1730 kN.
26
Totale krachtenbalans De bovenbeschreven axiale krachten op het snijrad vormen een onderdeel van de totale axiale krachtenbalans van de TBM. Deze wordt gegeven door :
F hoofdvijzels = F snijradvijzels + F wrijving + F drukschot + F staart + F z,TBM + F z,volg waarin: Fhoofdvijzels Fsnijradvijzels Fwrijving Fdrukschot Fstaart Fz,TBM Fz,volg
Formule 5.14.
axiale kracht op de hoofdvijzels axiale kracht op het snijrad axiale wrijvingskracht langs de mantel axiale kracht op het drukschot axiale kracht op de staartafdichting axiale zwaartekrachtcomponent op de TBM axiale zwaartekrachtcomponent op de volgtrein
(kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN)
De overige componenten in deze krachtenbalans worden hieronder nader toegelicht. - axiale wrijvingskracht langs de mantel Voor het berekenen van de wrijvingskracht langs de mantel is zowel de predictie (K100-W-017 en K100-W-014) als de eenvoudige formule van MTI (K100-W-042) in ogenschouw genomen. In de predictie is uitgegaan van een diepte van 16 m onder het meetveld. In werkelijkheid is dit ook ongeveer 16 m geweest. Derhalve zijn de voorspellingen van de effectieve normaalspanning ten gevolge van het volumeverlies die in PLAXIS zijn gemaakt van toepassing op ring 547. In predictie rapport K100-W-047 is gerekend met: smering : geen : 1/3 φ δ V/V : 0,8 % ∆ Volgens de procesgegevens van Rijkswaterstaat is groutpomp A6 gebruikt voor de injectie van bentoniet langs het schild (zie bijlage G). Later is dit echter tegengesproken in een overleg van het PBBT met de TCH (zie bijlage H). In deze rapportage is er echter toch voorlopig vanuit gegaan dat groutpomp A6 wel is gebruikt voor de injectie van bentoniet. De predictie is aangepast voor smering wat leidt tot een reductie van 40% (K100-W-017). Hieruit volgt voor de wrijvingskracht bij ring 547 circa 1800 kN (K100-W-047). Volgens de eenvoudige formule van MTI (K100-W-042):
F wrijving = ( π • D • L •
π 2 σ v ′ + σ h′ + ( GTBM - γ w • • D2 • L) • tan δ , δ = • φ 2 4 3 Formule 5.
is de wrijvingskracht circa 4765 kN. Aangenomen is dat hierin:
σ h′ = σ v ′ • K n
Formule 5.16.
waarin:
27
Fwrijving D L σ'v σ'h Kn GTBM γw δ φ
de maximale axiale wrijvingskracht diameter van boorschild lengte van boorschild verticale korrelspanning horizontale korrelspanning coëfficiënt van de neutrale gronddruk gewicht TBM soortelijk gewicht water wrijvingshoek tussen grond en staal hoek van inwendige wrijving van de grond
(kN) (m) (m) (kPa) (kPa) (-) (kg) (1000 kg/m3) ( °) ( °)
In deze predictie uit K100-W-042 wordt geen rekening gehouden met de invloed van bentonietsmering. - axiale kracht op het drukschot De axiale drukkracht op de TBM kan worden berekend volgens:
F drukschot = π ( R2 - R2lagerhuis ) σ front waarin: Fdrukschot R Rlagerhuis σfront
kracht op het drukschot straal van de tunnelboormachine straal van het lagerhuis frontdruk
Formule 5.17.
(kN) (m) (m) (kPa)
Met een relatieve frontdruk van 196 kPa wordt de axiale kracht van het bentoniet-grondmengsel op de het drukschot van de TBM 9530 kN. - axiale kracht op de staartafdichting De opgetreden groutdruk in de plunjerpompen is gemiddeld 195 kPa geweest tijdens het boren van ring 547. Omdat nu direct door de ringen wordt geïnjecteerd en de leidingen een grotere diameter hebben zal de groutdruk rond de ringen ongeveer gelijk zijn aan de groutdruk in de plunjerpompen. Met een oppervlak van 3,3 vierkante meter achter de TBM levert dit een voorwaarts gerichte axiale kracht op van circa 640 kN. - axiale zwaartekrachtcomponent op de TBM en op de volgtrein Bij een hellingshoek van 1,9 graden t.o.v. de horizontaal (hellingshoek tunnel 1:30) en een gewicht van 6150 kN van de TBM treedt een achterwaarts gerichte axiale kracht van circa 210 kN op. Voor de volgtrein wordt met een gewicht van circa 2300 kN een achterwaarts gerichte axiale kracht van circa 80 kN gevonden. Resultaten aangepaste predictie In de onderstaande tabellen (10 en 11) is de aangepaste predictie voor ring 547 weergegeven. Tevens zijn de waarden uit het predictierapport K100-W-047 opgenomen.
28
Tabel 10. Axiale krachtenbalans van het snijrad bij aanwezigheid van een grondprop. ste
Meetveld Zuid 1 passage
Predictie uit rapport K100-W-047
aangepaste predictie na metingen
straal grondprop: en volgens predictie (bron) geen
Rc = 0,5 m
Rc = 0,75 m
K100-W-047
K100-W-047
K100-W-042
K100-W-047
K100-W-042
Fsnijelem (kN)
185
140
10
10
10
10
Fgrondprop (kN)
5531
0
2000
560
4510
1270
Ffrontdruk lagerhuis (kN)
0
1730
1680
1680
1620
1620
Fsnijrad (kN)
5741
1870
3690
2250
6140
2900
Tabel 11. Totale axiale krachtenbalans van de TBM. ste
Meetveld Zuid 1 passage
Predictie uit rapport K100-W-047
aangepaste predictie na metingen
straal grondprop: en volgens predictie (bron)
*
geen
Rc = 0,5 m
K100-W-047
K100-W-047
K100-W-042
K100-W-047
Rc = 0,75 m K100-W-042
Fsnijelem (kN)
185
140
10
10
10
10
Fgrondprop (kN)
5531
0
2000
560
4510
1270
Ffrontdruk lagerhuis (kN)
0
1730
1680
1680
1620
1620
Fdrukschot (kN)
10200
9530
9530
9530
9530
9530
Fmantelwrijving* (kN)
3000
1800
1800
4770
1800
4770
Fstaartafdichting (kN)
-578
-640
-640
-640
-640
-640
Fz,TBM (kN)
165
210
210
210
210
210
Fz,volg (kN)
74
80
80
80
80
80
Ftotaal (hoofdvijzels) (kN)
18577
12850
14670
16200
17120
16850
in de predictie is geen rekening gehouden met een reductie van de wrijving als gevolg van de overcutters.
Metingen Voor ring 547 zijn de krachten op de hoofdvijzels en op de vijzels van het snijrad gemeten. De meetwaarden staan in bijlage B1, grafiek 7 en 7a. In bijlage I staat een overzicht van de locatie van de hoofdvijzelgroepen. Tijdens het boren van ring 547 was de totaalkracht op de hoofdvijzels gemiddeld circa 15160 kN. De totaalkracht op de vijzels van het snijrad was gemiddeld circa 2420 kN. Tijdens het boren is een gemiddelde (relatieve) frontdruk van circa 196 kPa gemeten.
29
Predictiemodel In de onderstaande tabel (12) worden de predicties naast de metingen gepresenteerd. Tabel 12. Aangepaste predicties en metingen. Meetveld Zuid ste 1 passage
meting tijdens boren ring 547
aangepaste predictie na metingen
Predictie uit rapport K100-W-047
straal grondprop: en volgens predictie (bron)
Fsnijrad (kN) afwijking t.o.v. meting
2420
Fhoofdvijzels (kN) afwijking t.o.v. meting
15160
geen
Rc = 0,5 m
Rc = 0,75 m
K100-W-047
K100-W-047
K100-W-042
K100-W-047
K100-W-042
5716
1870
3690
2250
6140
2900
n.v.t.
29%
35%
7%
61%
29%
18577
12850
14670
16200
17120
16850
n.v.t.
18%
3%
6%
11%
10%
Uit de bovenstaande tabel (12) kan worden geconcludeerd dat met name het bepalen van de krachten die op het snijrad werken zeer moeilijk te voorspellen zijn met behulp van de predictiemodellen. Opgemerkt wordt dat in geen van de predicties de axiale kracht op het lagerhuis is meegenomen. In de aangepaste predicties is dit nu wel meegenomen. Deze kracht is opgeteld bij de krachten op de snijradvijzels. Voor het vergelijken van de meetwaarde met de predicties is uitgegaan van een diameter van het lagerhuis van 3,35 m. Per kracht is afzonderlijk de predictie beschouwd: - axiale kracht op snijelementen front De volgens BTL-rapport 'Ontgraving' berekende axiale krachten op de snijelementen ligt in dezelfde ordegrootte als de aandrukkrachten van de spaanvlakken in axiale richting die in het predictierapport K100-W-014 werden berekend. De werkelijke kracht op de snijelementen is niet gemeten. Uit de grafieken van ring 547 van de snijdiepte (grafiek 17) en de krachten in de vijzels van het snijrad (grafiek 7) blijkt dat de snijradkrachten niet afhankelijk zijn van de snijdiepte. De axiale kracht op de niet-snijdende elementen (welke elementen dit zijn is afhankelijk van de snijrichting van de TBM) is niet meegenomen in de aangepaste predicties. Deze elementen zitten op circa 900 mm van de snijdende elementen. Nadat het snijdende element is gepasseerd zal het snijrad iets naar voren zijn verplaatst op het moment dat het slepende (niet-snijdende) element passeert. Vanwege de kleine hoek tussen het slijtvlak en de grond (circa 10 °) zal een redelijk deel van het slijtvlak van een niet snijdend element langs de grond slepen en gedeeltelijk de grond verdringen. Het is niet bekend wat de grootte van deze kracht is. Tevens kan dit mechanisme plaatselijk een soort van plug veroorzaken tussen de snijelementen. Hierdoor is de axiale kracht op de snijelementen groter dan uit de predicties volgt. Het berekenen van deze krachten valt echter buiten het bestek van deze rapportage. Hierbij valt nog te vermelden dat uit visuele inspectie blijkt dat tussen de snijelementen de spaak minder geërodeerd is dan waar geen snijelementen zitten. Mogelijke oorzaak is dat er klei/zand tussen de snijelementen ophoopt. Daarnaast is geconstateerd dat waarschijnlijk het slijtvlak van de
30
snijelementen aan weerszijde van de spaak zijn afgesleten. In de metingen van de waterspanningen is gebleken dat ook de slepende (niet-snijdende) snijelementen de grond (met bentoniet) afschrapen. De kracht die hierdoor veroorzaakt is, is in geen van de predicties opgenomen. Aanbevolen wordt om hiervoor een postdictie uit te voeren. - axiale kracht door verdringing grondprop De gemeten kracht op het snijrad is circa 2429 kN. De kracht op het lagerhuis is circa 1620 à 1730 kN, afhankelijk van de straal van de grondprop. Indien een grondprop optreedt zal over het oppervlak waar een grondprop optreedt geen bentonietdruk op het lagerhuis staan. Omdat de waterdruk alzijdig is zal er wel waterdruk op het lagerhuis staan. Het verschil in gemeten kracht op de snijradvijzels en de druk op het lagerhuis is circa 700 kN. Deze kracht wordt veroorzaakt door een grondprop en door de onbekende axiale kracht van de slepende (niet-snijdende) snijelementen. De grondpropkracht volgens de predictie K100-W-047 is te groot. De grondpropkracht volgens predictie K100-W-042 met een straal van 0,5 m komt redelijk overeen met het verschil tussen de gemeten kracht op de snijradvijzels en de berekende druk op het lagerhuis. Indien geen grondprop is opgetreden zal het verschil van 700 kN zijn veroorzaakt door de slepende (nietsnijdende) snijelementen. In predictierapport K100-W-047 wordt aangegeven dat voor de steundruk in de grond de frontdruk dient te worden aangehouden. Echter het in de grond aanwezige water zorgt voor een alzijdige druk die van de frontdruk dient te worden afgetrokken. In formules (3), (4) en (5) uit rapport K100-W-047 dient derhalve voor σfront, de waarde σfront-σwater te worden ingevuld. In de aangepaste predicties is de correctie voor de waterspanning reeds doorgevoerd. Daarbij is voor de waterspanning de initiële waterspanning in de grond aangehouden. Door het boorproces neemt de waterspanning voor het boorfront toe. Dit is niet meegenomen in de aangepaste predicties. Overigens is bij het aanvangen van het boren van een nieuwe ring de waterspanning lager dan tijdens het boren. Aanbevolen wordt een postdictie uit te voeren waarbij zowel rekening wordt gehouden met de vectoriële maximale bezwijkkracht als de toename van de waterspanning door het boorproces. Opgemerkt wordt dat het echter onwaarschijnlijk is dat in overwegend zandgrond een grondprop optreedt. Indien het verschil in gemeten snijradkrachten en de berekende druk op het lagerhuis verklaart kan worden door de krachten op de slepende (niet-snijdende) snijelementen is een aangepaste predictie van een grondprop in zand overbodig. - axiale snijkrachten op overcutters De axiale snijkrachten van de overcutters zijn bepaald op dezelfde wijze als de snijelementen op de arm. De bijdrage van de overcutters is volgens de berekening verwaarloosbaar klein. Uit de grafieken voor de snijradkrachten blijkt dat de axiale kracht bij o.a. ring 547 toegenomen is met circa 200 kN. Echter de variatie ten opzichte van het gemiddelde is van dezelfde ordegrootte. - axiale wrijvingskracht langs de mantel Uit de metingen kan niet de afzonderlijke bijdrage van de wrijvingskracht langs de mantel
31
worden afgeleid. De mantelwrijving moet dus impliciet worden afgeleid. In de predictie voor de wrijvingskracht K100-W-017 wordt de invloed van de snijdende voorkant niet meegenomen. Hierdoor wordt de wrijvingskracht mogelijk onderschat. Op pagina 24 van ditzelfde rapport staat dat de maximale wrijvingskracht de resultante van de axiale en tangentiële wrijvingskracht is. De richting waarin de wrijving werkt is afhankelijk van de manier waarop de TBM wordt belast (krachten vanuit de hoofdvijzels en koppel vanuit het snijrad). Wanneer de TBM een kleine verrolling heeft leidt dit tot een kleine reductie van de axiale wrijvingskracht. Hiermee is tevens de tangentiële wrijvingskracht bekend. Uit de predicties volgt dat de axiale krachten van de staartafdichting, van de zwaartekracht op de TBM en de volgtrein circa (-)350 kN zijn. De gemeten kracht van de snijradvijzels is 2420 kN. De druk op het drukschot is 9530 kN. De mantelwrijving is het verschil tussen de totale kracht op de hoofdvijzels en de bovengenoemde krachten. De impliciet bepaalde axiale wrijvingskracht is 3560 kN. Tijdens het boren van ring 547 is gebruik gemaakt van bentonietsmering en de overcutter(s). De wrijvingskracht volgens predictie K100-W-047, met 40% reductie ten gevolge van smering (K100-W-017), geeft een veel lagere wrijvingskracht dan gemeten. Het predictiemodel voorspeld de wrijvingskracht onvoldoende. Mogelijke oorzaak is dat de wrijvingscoëfficient groter is geweest dan aangenomen. - axiale kracht op het drukschot De druk in de mengkamer is gemeten. Daarmee is de druk op het drukschot goed te berekenen. Een deel van deze druk wordt gevormd door de druk op het lagerhuis van de TBM. De druk op het lagerhuis is terug te vinden in de axiale kracht op de snijradvijzels. - axiale kracht op de staartafdichting In afwijking tot meetveld Noord wordt in meetveld Zuid het grout door de segmenten geïnjecteerd. Hierdoor is er minder leidingverlies. Uit de metingen van TNO bij meetveld Noord is gebleken dat de druk in de groutpompen goed overeen komt met de druk in de staartspleet. De axiale kracht op de staartafdichting is derhalve goed te berekenen. - axiale zwaartekrachtcomponent op de TBM en op de volgtrein De axiale zwaartekrachtcomponent op de TBM en de volgtrein is niet direct gemeten. De kracht is echter klein ten opzichte van de totaalkracht op de hoofdvijzels. Er kan worden aangenomen dat de kracht qua ordegrootte goed zal zijn. Conclusies en aanbevelingen axiale krachtenbalans Het grootste deel van de krachten op de snijradvijzels wordt veroorzaakt door de bentonietdruk op het lagerhuis (circa 70 %). Dit betekent dat de snijkrachten en de kracht door de verdringing van een grondprop relatief klein zijn geweest. Waarschijnlijk leveren de slepende (niet-snijdende) elementen een behoorlijke axiale kracht op de snijradvijzels. Aanbevolen wordt een postdictie uit te voeren om de kracht op de slepende (niet-snijdende) elementen te bepalen, omdat dit niet is meegenomen in de predicties. In predictierapport K100-W-047 is geen rekening gehouden met de alzijdige waterspanning bij de bepaling van de verdringing van een grondprop. In de aangepaste predicties is de waterspanning afgetrokken van de frontdruk in formules 5.3 en 5.4. Door het boorproces stijgt echter de waterspanning in de omgeving van het boorfront. Eigenlijk dient deze extra waterspanningsverhoging ook in de formule te worden
32
-
meegenomen. De bezwijkspanning is een vectoriële spanning en dus dient ten gevolge van het draaien van het centrum van de TBM ook de tangentiële kracht op de grondprop in rekening te worden gebracht. Aanbevolen wordt een postdictie uit te voeren waarin deze aspecten worden meegenomen. De wandwrijving is hoger dan uit de aangepaste predictie volgt. Het predictiemodel voldoet derhalve niet. Mogelijk kan meer inzicht in de axiale kracht door verdringing van een grondprop en de axiale kracht op de snijelementen worden verkregen indien ook tijdens het opstarten, tijdens het stoppen en tijdens stilstand van de TBM de Herrenknecht-data beschikbaar komen.
33
5.3.2 Krachtenbalans TBM in tangentiële richting Predictie Bij een gecontroleerd boorproces worden alle tangentiële krachten opgenomen door de wrijving langs de boormantel en de wrijvingskrachten tussen de vijzels van de TBM en de geplaatste segmenten. Indien dit niet het geval is zal er een ontoelaatbare rotatie van de TBM om zijn axiale as plaatsvinden. De tangentiële krachten worden veroorzaakt door het snijden van de frontelementen en de overcutters, het verplaatsen van de grondprop en het ronddraaien van het snijrad in de boorvloeistof van de mengkamer. Het aandrijvende koppel is afkomstig van de aandrijfmotor van het snijrad. De evenwichtsvergelijking luidt:
T totaal = T front + T overcutters + T grondprop = T snijelementen + T grondprop waarin: Ttotaal Tfront Tovercutters Tgrondprop Tsnijelementen
totale aandrijfkoppel snijkoppel snijelementen front snijkoppel overcutters grondpropkoppel sommatie van snijkoppels
Formule 5.18.
(kNm) (kNm) (kNm) (kNm) (kNm)
De termen in deze balans worden hieronder nader toegelicht. De berekening staat in bijlage D2. - snijkoppel snijelementen front en snijkoppel overcutters Voor het snijkoppel van de frontelementen geldt de aanpak zoals omschreven bij de bepaling van de axiale krachten. Na uitvoering van de predicties is het ontwerp van de frontelementen ingrijpend gewijzigd. Verwezen wordt naar rapportage K100-W-058. Derhalve kunnen de formules uit het BTL rapport 'Ontgraving' worden gehanteerd.
F snijelem,tang = g • ρ w • bt • h2s •
vs C1 • sin φ • sin( α + δ )+ C2 • sin δ • sin( β + φ 1 • ∆n • sin( α + β + δ + φ ) k
Formule 5.19.
hs = 2π
u ω
k 1 = 0,5 • k 0 + 0,5 • k max nmax - n0 ∆N = gesteld: voor een meshoek van 60° kan worden 1 - n max C1 = 0,43 C2 = 0,30 β = 48,5 - 0,5 • δ - 0,3 • φ waarin: Fsnijelem,tang
kracht op de snijelementen in tangentiële richting
Formule 5.20. Formule 5.21. Formule 5.22. Formule 5.23. Formule 5.24. Formule 5.25. (kN)
34
g ρw bt hs vs k1 ko kmax no nmax C1 C2 φ α δ β u ω
versnelling van de zwaartekracht dichtheid van water beitel- c.q. mesbreedte snijdiepte snijsnelheid gemiddelde doorlatendheid doorlatendheid van het ongestoorde zandbed doorlatendheid van het gedilateerde zand in-situ porositeit maximale porositeit constante constante hoek van inwendige wrijving van zand meshoek wrijvingshoek tussen staal en zand schuifvlakhoek voortgangssnelheid rotatiesnelheid snijrad
(9,81 m/s 2) (1000 kg/m3) (m) (m) (m/s) (m/s) (m/s) (m/s) (-) (-) (-) (-) ( °) ( °) ( °) ( °) (m/s) ( °/s)
Het snijkoppel is te berekenen uit de kracht op het snijelement in tangentiële richting en de afstand tussen het snijelement en de as van de TBM. In formulevorm:
T snijelementen = r n • F snijelem,tang waarin: Tsnijelementen rn Fsnijelem,tang
snijkoppel straal van het snijelement tot as TBM snijkracht element in tangentiële richting
Formule 5.26.
(kNm) (m) (kN)
In het K100-W-042 rapport is ook een predictie gemaakt van het snijkoppel. Hierbij wordt gebruik gemaakt van de volgende formule:
T snijlementen = h s •
π π • D2 • ( ps + pcav ) • tan φ = hs • • D2 • ( K a • σ v + 1,05 • σ w + 4 4 Formule 5.27.
35
waarin: hs D ps pcav φ Ka σv σw σcav
snijdiepte (m) diameter van de TBM (m) frontdruk (kPa) grondwater spanning waarbij cavitatie optreedt (kPa) hoek van inwendige wrijving van zand ( °) coëfficiënt van de actieve gronddruk (-) verticale gronddruk (aangenomen is dat hier de verticale korrelspanning wordt bedoeld) (kPa) grondwaterspanning (kPa) grondwater spanning waarbij cavitatie optreedt (kPa)
Uit de metingen blijkt dat de gemiddelde snijdiepte tijdens het boren van ring 547 circa 0,025 m is geweest. Het gemiddelde toerental was 1,12 omw/min en de gemiddelde voortgangssnelheid was 1,69 m/uur. Voor de snijelementen is een breedte aangehouden van 185 mm, behalve voor de binnenste 5 elementen op het centrum van het snijrad. Volgens predictie K100-W-014 dient rekening gehouden te worden met de invloed van de boorvloeistof. De spaanvlakkrachten zullen door de aanwezigheid van de boorvloeistof met een factor 2 à 3 toenemen. In de aangepaste predictie is een factor 3 aangehouden, conform predictie K100-W-014. Met behulp van deze predictieformules is voor ring 547 het snijkoppel voorspeld. De uitkomsten van de berekeningen staan in tabel 13 en 14. De snijelementen in het centrum dienen niet te worden meegerekend bij het koppel van het snijrad indien er een grondprop optreedt. Indien er geen grondprop optreedt dient het koppel van deze elementen wel te worden meegerekend bij het koppel op het snijrad. Zoals reeds eerder is opgemerkt zijn de snijelementen in het centrum van het snijrad wel uitgevoerd zoals is aangenomen in het rapport K100-W-047. Volgens ditzelfde rapport is, indien met de snijelementen in het centrum snijdend wordt geboord, het koppel van deze snijelemeten circa 36 kNm voor grondlaag 18. - grondprop koppel Er zijn twee predicties uitgevoerd voor het bepalen van het koppel van de grondprop. In het rapport K100-W-042 wordt voor het koppel van de grondprop de volgende formule gehanteerd:
T grondprop =
π • R3c • ( σ v ′ + σ h′ ) • 3
tan φ π φ tan( - ) 4 2 Formule 5.28.
36
waarin: Tgrondprop Rc σ'v σ'h φ
koppel door verdringing van de grondprop (kNm) straal van het centrum van het snijrad (m) verticale korrelspanning (kPa) horizontale korrelspanning (aangenomen is dat hier in navolging van de axiale kracht voor de grondprop ook de passieve horizontale korrelspanning wordt bedoeld) (kPa) hoek van inwendige wrijving van de grond ( °)
In het rapport K100-W-047 wordt het koppel van de grondprop berekend volgens: voor zand:
T grondprop,zand =
T grondprop,klei = waarin: Tgrondprop Rc σfront σwater Nq φ fundr
2 • π • Rc 3 • ( σ front - σ water ) • N q • tan φ 3 Formule 5. 2 • π • Rc 3 • f undr 3
Formule 5.30.
koppel door verdringing van de grondprop (kNm) straal van het centrum van het snijrad (m) druk in de mengkamer ter hoogte van de tunnelas (zie formule 2.1 rapport K100W-058) (kPa) waterdruk voor het boorfront ter hoogte van de tunnelas, vooralsnog gelijk gesteld aan de initiële waterdruk (kPa) coëfficiënt afhankelijk van de hoek van inwendige wrijving (-) hoek van inwendige wrijving van de grond ( °) ongedraineerde schuifsterkte (kPa)
Met behulp van deze predictieformules is voor ring 547 bepaald wat het koppel van de grondprop is geweest. Tevens is een situatie beschouwd dat er geen grondprop optreedt, en dus de snijelementen in het centrum snijden. De uitkomsten van de berekeningen staan in tabel 13 en 14. - mengkoppel Voor de berekening van het mengkoppel wordt uitgegaan van de stromingsweerstand die de vijf spaken van het snijrad ondervinden bij een rotatiesnelheid van vier radiaal per minuut door de mengkamer met een homogeen verdeelde dichtheid van de boorvloeistof. M.b.v. het Reynoldsen Hedströmgetal wordt in de predictie gevonden dat de stroming langs de spaken zich bevindt op de overgang van laminair naar turbulent en dat de weerstandscofficënt constant kan worden verondersteld over de gehele lengte van de spaak. Voor alle vijf de spaken gesommeerd wordt een totaal mengkoppel gevonden van circa 1 kNm. Een niet homogene verdeling in de mengkamer (b.v. vallende kleibrokken) kan de stromingsweerstand nog wel iets verhogen. Verandering van de viscositeit van de boorvloeistof heeft onder de te verwachten gebruiksomstandigheden geen invloed op het koppel. Uit de predictie kan geconcludeerd worden dat het mengkoppel is te verwaarlozen t.o.v. de overige bijdragen tot het totale koppel op het snijrad. Derhalve is voor ring 547 geen nieuwe predictie gemaakt.
37
- wrijvingskoppel langs de mantel van de TBM Voor de maximale wandwrijving langs de mantel van de TBM is in rapport K100-W-017 een predictie gemaakt. De predictie is uitgevoerd in PLAXIS, en is derhalve niet eenvoudig te vertalen naar ring 547. In de PLAXIS berekening is uitgegaan van een diepte van de as van de TBM van NAP -14,3 m. De diepte van de as van de TBM ter plaatse van ring 547 was circa NAP -13,21 m. Het maximale koppel van de wandwrijving kan volgens K100-W-047 worden bepaald volgens:
T wrijving,max = F mantel,max • R waarin: Twrijving,max Fmantel,max R
Formule 5.31.
maximale koppel mantelwrijving maximale wandwrijving straal TBM
(kNm) (kN) (m)
In K100-W-047 is gerekend met de in rapport K100-W-017 gepresenteerde maximale waarden voor de wandwrijving. Volgens rapport K100-W-047 is het wrijvingskoppel 12700 kNm. Dit is de maximale mantelwrijving (dus tijdens stilstand van de boormachine). Omdat tijdens het boren smering langs de TBM is gebruikt, is de predictie aangepast, door 40% reductie toe te passen op de wrijving. Tabel 13. Totale krachtenbalans in tangentiële richting van de TBM. ste
Meetveld Zuid 1 passage
Predictie uit rapport K100-W-047
aangepaste predictie na metingen
straal grondprop: en volgens predictie (bron) geen
Rc = 0,5 m
Rc = 0,75 m
K100-W-047
K100-W-047
K100-W-042
K100-W-047
K100-W-042
Tsnijelementen (kNm)
345
230
190
410
190
460
Tgrondprop (kNm)
1364
0
450
190
1590
1000
Tmeng (kNm)
1
1
1
1
1
1
Tsnijrad (kNm)
1710
230
640
600
1790
1460
Twrijving (kNm)
12700
7620
7620
7620
7620
7620
Tvijzels (kNm)
0
0
0
0
0
0
Metingen Voor ring 547 is het koppel op het snijrad gemeten. De TBM kan in twee versnellingen draaien. De TBM heeft bij het boren van ring 547 in stufe 1 gedraaid. Het bijbehorende moment op het snijrad is derhalve gemiddeld circa 595 kNm geweest.
38
Predictiemodel Er is een aantal predicties gemaakt. In de onderstaande tabel (14) worden de predicties naast de metingen gepresenteerd. Tabel 14. Aangepaste predicties en metingen. Meetveld Zuid ste 1 passage
meting tijdens boren ring 547
aangepaste predictie na metingen
Predictie uit rapport K100-W-047
straal grondprop: en volgens predictie (bron)
Tsnijrad (kNm) afwijking t.o.v. meting
595
geen
Rc = 0,5 m
Rc = 0,75 m
K100-W-047
K100-W-047
K100-W-042
K100-W-047
K100-W-042
1710
230
640
600
1790
1460
n.v.t.
-159%
7%
1%
67%
59%
De predictie uit K100-W-042 en K100-W-047 met een grondpropstraal van 0,5 m voorspellen het best de gemeten waarde. Dit betekent echter nog niet dat de afzonderlijke componenten goed worden voorspeld. Voor de afzonderlijke componenten wordt onderstaand een beschouwing van het predictiemodel gegeven. - snijkoppel snijelementen front en snijkoppel overcutters In de metingen is geen onderscheid te maken tussen het snijkoppel en het koppel van een eventuele grondprop. Volgens de predictie uit rapportage K100-W-047 is het koppel van de snijelementen circa 190 à 230 kNm. Volgens de predictie uit rapportage K100-W-042 is het koppel van de snijelementen circa 410 à 460 kNm, afhankelijk van een aanwezige grondprop. Uit het vergelijken van het snijradkoppel (grafiek 10, ring 547) en de snijdiepte (grafiek 17, ring 547) bij ring 547 blijkt dat er geen verband tussen beiden bestaat, in tegenstelling tot hetgeen geconstateerd is bij meetveld Noord. Het gemeten snijradkoppel slingert periodiek tussen 400 en 800 kNm, met een gemiddelde van circa 600 kNm. In navolging van hetgeen reeds bij de axiale snijkrachten werd genoemd zal ook het snijradkoppel toenemen door de slepende (niet-snijdende) snijelementen. Deze toename kan aanzienlijk zijn door de kleine hoek tussen het slijtvlak en de grond. Hierdoor neemt het contactvlak van het slijtvlak van deze snijelementen met de grond toe en dus de schuifspanning tussen beide. Tevens zal deze schuifspanning dilatantie veroorzaken, waardoor de axiale krachten op de elementen toenemen. Hoe groot de toename van het snijkoppel is, is niet berekend. Dit valt buiten het bestek van deze rapportage. Aanbevolen wordt dit in een postdictie uit te zoeken. Om uitsluitsel te krijgen over de grootte van het werkelijke snijkoppel kunnen drukopnemers op de snijdende en slepende kant van de snijelementen worden geplaatst. Verwezen wordt naar de rapportage van meetveld Noord, K100-W-058. De bijdrage van de overcutters is volgens de predictie 14 kNm. Deze waarde is klein ten opzichte van het totale gemeten koppel. Uit de grafieken voor het hele meetveld blijkt tevens dat het aandrijfkoppel voor ring 547 niet uitzonderlijk hoog is.
39
- grondprop koppel In de metingen is geen onderscheid te maken tussen het snijkoppel en het koppel van een eventuele grondprop. Ook uit de analyse van de axiale krachten op het snijrad kan niet worden vastgesteld of er een grondprop is opgetreden. In predictierapport K100-W-042 was gerapporteerd dat er een grondprop op zou treden, ter grootte van circa 600 of 1460 kNm (voor een grondpropstraal van 0,5 respectievelijk 0,75 m). In rapport K100-W-047 werd de mogelijkheid opengehouden of er wel of niet een grondprop op zou treden. Zoals ook bij de analyse van het snijkoppel reeds is aangestipt wijzen de metingen aan het snijradkoppel op een extra koppel ten gevolge van de slepende snijelementen en/of de mogelijke aanwezigheid van een grondprop, die onafhankelijk is van de snijdiepte. Bij de evaluatie van de axiale krachten is reeds gerapporteerd hoe meer inzicht kan worden verkregen in het wel of niet optreden van een grondprop. - mengkoppel Uit de predicties volgt dat het mengkoppel verwaarloosbaar is. Het mengkoppel is niet direct gemeten. Derhalve kan geen uitspraak worden gedaan over de juistheid van de predictie. Indien HK-data beschikbaar komen waarbij het snijrad van de TBM iets is teruggetrokken en draait zonder te snijden kan het mengkoppel worden bepaald. - wrijvingskoppel langs de mantel van de TBM Er zijn geen metingen verricht voor het bepalen van het koppel van de mantel en de vijzels. Derhalve kan geen uitspraak worden gedaan hoe het geïntroduceerde moment is opgenomen. In de predicties is aangenomen dat de vijzels nauwelijks een moment kunnen opnemen. Er zijn echter aanwijzingen dat de ringen iets ten opzichte van elkaar verschuiven tijdens het boren. Dit wijst erop dat er wel een moment door de vijzels wordt geleverd. Mogelijk kan op basis van de metingen van TNO aan de meetring van meetveld Zuid een kwantitatieve uitspraak worden gedaan over het koppel van de vijzels. In rapport K100-W-065 zijn in grafiek 65 t/m 72 de tangentiële momenten uitgezet. Na het plaatsen van de ring is een plotselinge stijging waar te nemen van cica 100 kNm per segment. In figuur 28 t/m 33 zijn tevens de tangentiële voegverplaatsingen uitgezet. Deze meetresultaten zijn geldig voor ring 570. In paragraaf 5.2.1 is voor de maximale wandwrijving in axiale richting een waarde van circa 3560 kN berekend op basis van de analyse van de metingen. Hieruit volgt dat het maximale koppel van de wandwrijving circa 7620 kNm kan zijn geweest. Deze wandwrijving zal echter alleen tijdens stilstand van de TBM optreden. Het maximale koppel van de wandwrijving is dus tijdens stilstand groot genoeg voor geweest voor het opnemen van het koppel van het snijrad (circa 600 kNm). De wrijvingskracht langs de mantel is een vectoriële kracht. Tijdens het boren moet de maximale wrijvingskracht worden ontbonden in radiale en tangentiale richting. De verrolling tijdens het boren van ring 547 is circa 0,03% (VMT gegevens, zie bijlage F). Uit de grafiek met de stand van het snijrad (bijlage C) blijkt dat het snijrad gedurende het boren van ring 547 in één richting heeft gedraaid. De verplaatsing van de TBM in tangentiële richting is dus 0,0013 m. In axiale richting is de verplaatsing circa 1,5 m. De richting van de wrijvingskracht is precies tegengesteld aan de richting van verplaatsen. Op basis van de in paragraaf 5.2.1 bepaalde maximale axiale wandwrijving is berekend dat het maximale koppel van de wandwrijving 13 kNm is (zie bijlage D2). Tijdens het boren is het wrijvingskoppel dus
40
lager dan het snijrad koppel. Het verschilkoppel kan alleen zijn opgenomen door een tegenkoppel van de hoofdvijzels op de tunnelsegmenten. De ordegrootte van dit (verschil)koppel is circa 580 kNm. Conclusies en aanbevelingen tangentiële krachtenbalans De wrijvingskracht is een vectoriële kracht. Tijdens het boren is de wandwrijving in tangentiële richting erg klein omdat de verplaatsing van de TBM in tangentiële richting klein is. Dit betekent dat een groot deel van het snijradkoppel via de vijzels door de tunnellining is opgenomen. Hiermee kan ook de visuele waarneming bij meetveld Noord, dat de elementen van de tunnellining na installatie onderling verplaatsen, worden verklaard. In formule 5,30 dient derhalve de wandwrijving in axiale richting te worden meegenomen. Omdat de wrijvingskracht in axiale richting wordt overwonnen blijft er weinig wrijvingskracht over voor de tangentiële richting. Derhalve wordt het bepalen van de wrijvingskracht een niet statisch probleem afhankelijk van de rotatie van de TBM, vervormingen van de tunnellining en de scheefstand van en normaalkracht in de vijzels. Op basis van het gemeten koppel blijkt dat de slepende elementen en de eventuele aanwezigheid van een grondprop verantwoordelijk zijn voor een koppel van circa 360 kNm (aangenomen dat de predictie van de snijkrachten juist is).
41
5.3.3 Drukverdeling in de mengkamer Algemeen Op het moment van rapporteren bestaat er geen onduidelijkheid meer over de dichtheidsmetingen van de aanvoer- en de afvoerleiding. Predictie Na het uitvoeren van de predicties van de drukverdeling in de mengkamer is het ontwerp van de spaken en de snijelementen ingrijpend veranderd. Zo is in de predictie uitgegaan van een meshoek van 90 graden en was het mes in het midden van de spaak gesitueerd. Tijdens de bouw van de spaken is de meshoek circa 60 graden geworden en zijn de snijelementen aan beide uiteinden van de spaken gepositioneerd. Dit heeft mogelijk tot gevolg dat de afgegraven grond niet voor de spaken terecht komt, maar over de spaken heen naar achteren wordt getransporteerd. In het predictiemodel wordt er van uitgegaan dat in zand de productie-eenheden uit een schil met een dikte van 5 cm uitzakken in een strook met een breedte van 10 cm. De dichtheid in de rest van de mengkamer kan men schatten door te veronderstellen dat de helft van de productieeenheden met de dichtheidsstroom direct naar de transportleiding stroomt. De dichtheid in de rest van de mengkamer wordt dan slechts verhoogt door de helft van de productie-eenheden. De predicties uit rapport K100-W-034 staan in de onderstaande tabellen (15 en 16) weergegeven.
42
Tabel 15. Drukverschil over de hoogte van de mengkamer bij het doorboren van kleilagen. Omschrijving
Parameter
Eenheid
Grondlaag 16
16
38A
38A
Verhouding debieten
Qb/Qg
-
5
10
5
10
Dichtheid mengsel
ρm
kg/m3
1181
1110
1200
1120
Drukverschil
∆P
kPa
97,6
91,7
99,1
92,5
Tabel 16. Drukverschil over de hoogte van de mengkamer bij het snijden in zand. Omschrijving
Parameter
Eenheid
Grondlaag 18
18
32
32
Verhouding debieten
Qb/Qg
-
5
10
5
10
Dichtheid mengsel bij boorfront
ρm1
kg/m3
1495
1495
1550
1550
Dichtheid mengsel rest mengkamer
ρm2
kg/m3
1110
1070
1120
1075
Drukverschil bij boorfront
∆P1
kPa
124
124
128
128
Drukverschil bij duikschot
∆P2
kPa
92
88
93
89
Voor ring 547 is de verhouding tussen het bentonietdebiet en het gronddebiet circa 12. Omdat hoofdzakelijk geboord is in grondlaag 18 is de predictie dat de dichtheid van het mengsel bij het boorfront 1495 kg/m3 is en de dichtheid in de rest van de mengkamer circa 1070 kg/m 3. Daarnaast is geboord in grondlaag 16. Deze kleilaag kan kleibrokken veroorzaken. De kleibrokken die de valsnelheid hebben bereikt veroorzaken, locaal en tijdelijk, een isotrope verhoging van de druk. Metingen Uit de meetgegevens van de drukopnemers van het WL op een spaak van het snijrad blijkt dat de dichtheid van de slurry aan het boorfront en in de rest van de mengkamer circa 1290 kg/m 3 is. De meetresultaten staan weergegeven in tabel 17. Tevens blijkt uit de metingen dat de dichtheid redelijk homogeen is over de hoogte. De dichtheid kan tevens worden bepaald op basis van de standaard deviatie. De resultaten voor ring 547 van deze analyse zijn toegevoegd in tabel 17. De berekende waarden voor de dichtheid zijn gevoelig voor kleine meetonnauwkeurigheden in de druk of hoogte.
43
Tabel 17.
Gemiddelde dichtheid op basis van helling van hoogte tegen de druk en op basis van de standaard deviatie van de drukmetingen.
drukopnemers
Afstand t.o.v. de as van de TBM
gemiddelde dichtheid o.b.v. de 3 helling (kg/m )
gemiddelde dichtheid o.b.v. de 3 standaard deviatie (kg/m )
p01
2,23
1300
1290
p02
2,73
1260
1260
p03
3,23
1280
1280
p04
3,68
1260
1250
p05
2,23
1300
1290
p06
2,73
1270
1270
p07
3,23
1330
1310
p08
3,68
1310
1280
gemiddelde p01-p08:
0
1290
1280
Uit de metingen blijkt dat de nauwkeurigheid van de berekende gemiddelde dichtheid circa ±30 kg/m3 is. (Daarbij is aangenomen dat de drukverdeling homogeen is over de hoogte). Overigens varieert de dichtheid wel in de tijd tijdens het boren. In tabel 17 is de afstand van de drukopnemers ten opzichte van de as toegevoegd. In bijlage C is een tekening toegevoegd met daarop aangegeven de posities van de drukopnemers volgens opgave van het PBBT. De posities van de Herrenknecht drukopnemers zijn afgeleid uit de tekeningen en foto's. De drukopnemer in de mengkamer bevindt zich circa 62 centimeter onder de bovenkant van de TBM. De drukopnemer in de werkkamer bevindt zich in het luchtkussen op waarschijnlijk dezelfde hoogte. In bijlage C1 zijn de grafieken van de dichtheid aan het boorfront toegevoegd. Voor ring 547 is druk aan het boorfront uitgezet tegen de hoogte ten opzichte van de as van de TBM. De eerste grafiek heeft betrekking op de eerste omwenteling, de tweede grafiek heeft betrekking op de laatste omwenteling. In bijlage C2 zijn 8 grafieken opgenomen met daarin per drukopnemer voor alle omwentelingen de meetdata weergegeven. Uit de grafieken blijkt dat de drukverdeling over de hoogte van het boorfront bij benadering lineair toeneemt. Er kan dus worden geconcludeerd dat de drukverdeling bij benadering hydrostatisch verloopt in de mengkamer. De drukopnemers aan de achterkant van het snijrad geven voor een aantal metingen een grotere druk aan de onderkant. Mogelijk is dit het gevolg van de aanwezigheid van kleibrokken in de mengkamer.
44
Wat opvalt is dat in de grafieken met drukopnemers P01 t/m p08 van het WL de helling van de lijnen ongeveer gelijk is, maar dat de lijnen niet over elkaar heenvallen. Mogelijke oorzaken kunnen zijn dat: de drukopnemers niet juist zijn geijkt op dit moment; het nulpunt van de drukopnemers in de tijd veranderd; verstoring van de meting door de boorvloeistof waarin de drukopnemers zich bevinden (bijvoorbeeld valt te denken aan een laagje bentonietkoek op de drukopnemer, waardoor een boogwerking ontstaat). Uit de metingen blijkt dat de dichtheid in de afvoerleiding lager is dan de dichtheid aan het boorfront. Waarschijnlijk wordt bentoniet vlak bij de zuigmond van de afvoerleiding in de werkkamer geïnjecteerd waardoor de dichtheid in de werkkamer lager is dan de dichtheid in de mengkamer. (Ook de drukmetingen in het luchtkussen en de meting van de bentonietspiegel in de werkkamer bevestigen dit). Vermoedelijk is ook door de snijarm(-en) en door het centrum van het snijrad geïnjecteerd. Dit kan worden achterhaald uit de gemeten HK-data. Deze data worden echter niet verwerkt en zijn dus niet beschikbaar. Geadviseerd wordt deze data in een volgende passage wel te verwerken en in grafiekvorm te presenteren. Predictiemodel De predictie dat bij het boren in zand visceuze effecten domineren en dat er een homogeen mengtype ontstaat wordt bevestigd door de hydrostatische drukverdeling die over het boorfront is gemeten tijdens het boren m.b.v. de druk opnemers voor (p01-p04) en achter (p05-p08) de (meet)spaak. Uit de metingen van de drukopnemers p01 t/m p08 blijkt dat de dichtheid in de mengkamer overal ongeveer even groot is. Dit betekent dat de afgegraven grond goed mengt in de mengkamer. Het voorspelde dichtheidsverschil in de mengkamer is niet geconstateerd. Mogelijk komt dit door de gewijzigde lay-out van de snijelementen. Het merendeel van de metingen bevestigen de hydrostatische drukverdeling aan het boorfront. Drukopnemer P04, P07 en P08 tonen een afwijkend gedrag ten opzichte van de andere drukopnemers op het snijrad. Een aantal metingen, met name aan de onderkant, geven een hogere druk weer. Het is niet aannemelijk dat dit meetfouten zijn omdat de afwijking slecht 10 à 20 procent is. De drukverhoging is waarschijnlijk te verklaren door een lokale verhoging van de dichtheid van het grondbentonietmengsel. Deze verhoging is mogelijk veroorzaakt door de aanwezigheid van kleibrokken, overeenkomstig rapport K100-W-034.
45
Conclusies en aanbevelingen drukverdeling mengkamer Het voorspelde dichtheidsverschil in de mengkamer is niet geconstateerd. De dichtheid in de mengkamer is redelijk homogeen. De dichtheid van de boorspoeling aan het boorfront is bepaald voor ring 547 op basis van de acht WL-drukopnemers op het snijrad. Dit kan gebeuren aan de hand van de helling of aan de hand van de standaard deviatie. De gemiddelde dichtheid op basis van de helling van het drukverloop over het boorfront is bepaald op 1290 kg/m 3. De WL drukopnemers kunnen gecorrigeerd worden aan de hand van bovenstaande resultaten. Het verdient de aanbeveling de drukopnemers voor het boren van de tweede buis opnieuw te ijken. Aanbevolen wordt grafieken te maken met het de plaats van injecteren van de bentoniet in de mengkamer. Er komen gegevens via de HK-data binnen (kanaal 60 en 61) waar het debiet gemeten wordt door de spuitlans in de as van de TBM en de spuitlanzen in de spaken van de TBM. De rest wordt (vermoedelijk) geïnjecteerd tussen het duikschot en het drukschot, of direct kort gesloten met de afvoerleiding. Het maken van deze grafieken kan meer inzicht geven in de stromingsprocessen in de mengkamer.
46
5.3.4 Invloed waterspanningen op stabiliteit boorfront Predictie In predictierapport K100-W-015 worden drie predicties gedaan: de indringingsdiepte van de bentoniet en de onderdruk aan het boorfront; de invloed van een onderdruk op de stabiliteit van het boorfront; het verwachte verloop van de waterspanningen voor het boorfront. Indringingsdiepte van de bentoniet en de onderdruk aan het boorfront In het predictierapport K100-W-015 is uitgegaan van een Newtonse vloeistof voor het bepalen van de tijdsafhankelijke indringingsing van de boorvloeistof ten gevolge van dilatantie van de grond door het snijden van de snijelementen. De boorvloeistof volgens K100-W-015 is echter een niet Newtonse vloeistof. Metingen aan de boorvloeistof hebben aangetoond, dat het werkelijke gedrag van de boorvloeistof redelijk te benaderen valt als een Binghamse vloeistof. Een dergelijke vloeistof heeft een eindige indringingsdiepte in een korrelpakket, omdat er schuifspanningen in de poriën worden opgewekt. Derhalve is in het predictierapport K100-W-015 bepaald wat de maximale indringingsdiepte is van de boorvloeistof (uitgaande van een oneindige tijd tussen de passage van twee snijelementen) indien de boorvloeistof wordt beschouwd als Binghamse vloeistof. De conclusie die in het predictierapport K100-W-015 wordt getrokken is dat de indringingsdiepte ten gevolge van dilatantie veel kleiner is dan de maximale indringingsdiepte voor een Binghamse vloeistof en dat derhalve de slurry kan worden beschouwd als een Newtonse vloeistof. Echter de indringingsdiepte ten gevolge van de overdruk aan het boorfront (uitgaande van een Newtonse vloeistof) is niet berekend. - Newtonse vloeistof Voor het bepalen van de tijdsafhankelijke indringingsdiepte van de bentoniet-slurry ten gevolge van dilatantie en de bijbehorende onderdruk is in de predicties uitgegaan van een Newtonse vloeistof. De indringingsdiepte kan worden bepaald volgens:
x Newton = waarin: xNewton k n ∆φ t
afstand tot het boorfront doorlatendheid porositeit stijghoogteverschil tijd tussen twee mespassages
2•
k • ∆φ • t n
Formule 6.1.
(m) (m/s) (-) (m) (s)
47
De gemiddelde onderdruk wordt bepaald door de indringdiepte van de boorvloeistof tussen twee mespassages volgens:
φ = waarin: φ k nvast nlos t1 v *
t1 nvast - nlos 2 • { •v } 2•k •n 1 - nlos
gemiddelde onderdruk* doorlatendheid in-situ porositeit maximale porositeit tijd tussen twee mespassages voortgangssnelheid TBM
Formule 6.2.
(m) (m/s) (-) (-) (s) (m/s)
In het predictierapport K100-W-015 wordt voor dit stijghoogteverschil de notatie φ gebruikt. Benadrukt wordt dat het hier om een stijghoogteverschil gaat een geen absolute waarde voor de stijghoogte.
De predicties zijn geactualiseerd voor de laatste ring voordat de waterspanningsmeters voor het boorfront werden weggeboord. De predictie voor de indringdiepte is zowel geactualiseerd voor de onderdruk ten gevolge van dilatantie zoals berekend volgens formule 6.1 (x Newton, dilatantie) als voor de gemeten overdruk voor het boorfront (x Newton, gemeten ∆φ; waarbij ∆φ de gemeten waarde is tussen de frontdruk en de waterspanning vlak voor het wegsnijden van de waterspanningsmeter). De resultaten staan in tabel 18. Ook is hier het ringnummer weergegeven waar op dat moment voor werd geboord. - Binghamse vloeistof Een Binghamse vloeistof heeft een eindige indringdiepte in een korrelpakket, omdat er schuifspanningen in de poriën worden opgewekt. De schuifspanning wordt bepaald door de verhouding tussen de diameter van de poriën en het oppervlak langs de buiswand. Volgens K100-W-015 geldt:
∆P = 4 • τ • waarin: ∆P τ xBingham d15
x Bingham d 15
drukverschil over de grond schuifspanning langs de wanden maximale indringdiepte korrelgrootte die door 15 gewichtsprocenten wordt onderschreden
Formule 6.3.
(kPa) (kPa) (m) (m)
Volgens K100-W-014 dient de factor 4 in formule 6.2 de waarde 1/ α te hebben, waarbij α een evenredigheidsconstante is (volgens DIN 4126 geldt: α=0,29). Beide factoren hebben ongeveer dezelfde waarde. De maximale indringdiepte volgens deze formule is bepaald waarbij voor τ en d15 de waarden uit het predictierapport zijn aangehouden ( τ = 0,01 kPa; d15 = 100 µm). Voor de resultaten van de aangepast predictie (tabel 18) is voor de evenredigheidsconstante de waarde van α=0,29 aangehouden (xBingham, K100-W-014).
48
Tabel 18. Aangepaste predictie indringdiepte. tijdens wegboren:
WSM1
WSM3
WSM8
ringnummer
539
541
541
datum
29-10-97
29-10-97
29-10-97
tijd
2:39:50
6:02:47
5:59:12
∆φ
1,12
n.v.t.
1,12
xNewton, dilatantie
0,004
n.v.t.
0,003
∆φ gemeten
35
n.v.t.
32
xNewton,gemeten ∆φ
0,089
n.v.t.
0,094
∆P
35
n.v.t.
38
xBingham, α=0,29
0,103
n.v.t.
0,109
Waterspanning in klei Waterspanningsmeter 3 is geplaatst in een kleilaag. Het verloop van waterspanningen in kleilagen ten gevolge van het boorproces is niet opgenomen in de predicties. Invloed van een onderdruk op de stabiliteit van het boorfront In K100-W-015 is gekeken naar de invloed van een onderdruk op de stabiliteit. Hier is gebruik gemaakt van een door Grondmechanica Delft ontwikkelde rekenmethode. Op moment van rapportage is deze rekenmethode (met name de silowerking), zoals eerder vermeld in de rapportage K100-W-058, niet beschikbaar gesteld voor het uitvoeren van een nieuwe predictie. In de berekeningsmethode wordt gecontroleerd of de gemiddelde druk voor het boorfront voldoende is om te komen tot stabiliteit, waarbij de invloed van een onderdruk is meegenomen. Verwachte verloop van de waterspanningen voor het boorfront Het verloop van de waterspanningen voor het boorfront kan volgens K100-W-015 worden bepaald met behulp van de volgende formules:
∆φ =
q k water
• { x 2 + R2 - x} Formule 6.4.
en
q =
2•
n • k slurry • ∆φ t1
Formule 6.5.
49
waarin: ∆φ q kwater kslurry R x n t1 *
stijghoogteverschil specifiek debiet doorlatendheid van de grond voor water doorlatendheid van de grond voor de slurry de straal van de TBM * afstand tot het boorfront in-situ porositeit tijd tussen de passage van twee snijelementen
(m) (m/s) (m/s) (m/s) (m) (m) (-) (s)
Volgens rapport K100-W-015 is R de diameter van de tunnel. Echter uit de berekeningen behorende bij deze rapportage blijkt dat de straal van de TBM wordt bedoeld.
Daarnaast is nog een kwalitatieve beschouwing gegeven over de invloed van de passage van de snijelementen waardoor volgens de predictie een onderdruk zou ontstaan. Omdat de wateronderspanning is bepaald door het Waterloopkundig Laboratorium voor snijelementen met een zeer afwijkende layout is deze predictie niet geactualiseerd. Verwacht wordt dat door het afnemen van de slijtvlaklengte er minder dilitantie op zal treden en dat de wateronderspanning tijdens de passage van een mes zal afnemen.
50
Metingen Er zijn drie waterspanningsmeters geplaatst die zijn weggeboord tijdens de eerste passage van Meetveld Zuid. In bijlage E zijn de grafieken toegevoegd. Waterspanningsmeter 1 is geplaatst ter plaatse van ring 543 op de diepte NAP -12,95 m, circa 70 cm boven de TBM-as en 1 à 2 m uit het centrum van de TBM in horizontale richting. Waterspanningsmeter 1 is weggeboord tijdens het boren van ring 539. In de periode waarin de waterspanningsmeter buiten het invloedsgebied is van de TBM is een gemiddelde waterspanning van 124 kPa gemeten. Op basis van deze meting is berekend dat de stijghoogte in laag (18) NAP -0,36 m is. Waterspanningsmeter 3 en 8 zijn geplaatst ter plaatse van ring 545 en zijn weggeboord bij het boren van ring 541. Waterspanningsmeter 3 is gesitueerd op de diepte NAP -10 m, circa 330 cm boven de as van de TBM. De gemiddelde waterspanning buiten het invloedsgebied van de TBM is 140 kPa. Dit betekent dat de stijghoogte in deze laag (16) NAP+4,15 m is. De stijghoogte in deze kleiige laag is hoger dan in de onderliggende zandlaag. Deze hoge waarde kan het gevolg zijn van de ophoging van circa 2 m die 1 à 3 jaar geleden, is aangebracht. Echter, dat zou betekenen dat er nauwelijks een afname van de wateroverspanning is opgetreden in deze periode wat onwaarschijnlijk is. Meer waarschijnlijk is dat het gaat om een meet- en/of plaatsingsfout. Waterspanningsmeter 8 is gesitueerd op de diepte NAP -13,40 m, circa 10 cm onder de as van de TBM en 1 à 2 m uit het centrum van de TBM in horizontale richting. De gemiddelde waterspanning buiten het invloedsgebied van de TBM is 128 kPa. Op basis hiervan is berekend dat de stijghoogte in laag (18) NAP-0,36 m is. Deze stijghoogte komt overeen met die van waterspanningsmeter 1. - beschrijving waterspanningen Waterspanningsmeter 1: Op circa 20 ringen (circa 30 m) afstand begint het boorproces een significante invloed uit te oefenen op de waterspanningen. Vlak voor het wegboren is de passage van de armen goed waar te nemen. Uit de waterspanningsmetingen blijkt dat er in 43 sec. vijf spaken voorbij komen. Dit komt overeen met de omwentelingssnelheid uit de HK-data voor dit tijdstip. Tevens is er een verband waar te nemen tussen de afstand van het dichtstbijzijnde snijelement tot de waterspanningsmeter en de waargenomen waterspanning. Ook kan de invloed van het snijdende en slepende (niet-snijdende) snijelement op iedere spaak worden waargenomen (als twee piekjes). Hieruit kan worden geconcludeerd dat ook het slepende snijelement de bentonietkoek wegsnijdt. Tijdens de stilstand voorafgaande aan de laatste ring daalt de wateroverspanning van circa 31 kPa tot 6,5 kPa. Bij het boren van de laatste ring is de waterspanning maximaal 71 kPa hoger dan de stijghoogte in de omgeving. Dit komt overeen met een waterspanning van 195 kPa. De fluctuatie is maximaal circa 30 kPa. De gemiddelde frontdruk tijdens het boren van ring 539 is 199 kPa. Wanneer de TBM stilstaat neemt de waterspanning onmiddellijk af en wanneer weer begonnen wordt met boren neemt de druk gelijk weer toe.
51
In bijlage E1 zijn grafieken bijgevoegd, voor WSM1, met daarop het verloop van de waterspanningen over de afstand tot het boorfront en in de tijd. De eerste tijd-grafiek geeft de periode weer van de dag waarop de waterspanningsmeter is weggeboord en tweede en derde grafiek geven de periode weer met de laatste 8 minuten voor het wegboren. De invloed van ieder afzonderlijk snijelement is hierop goed te zien. In de grafiek waarbij de waterspanning tot de afstand van het boorfront is uitgezet, is vermoedelijk iets mis gegaan bij de berekening van de afstand tot het boorfront. Uit de grafiek zou vanaf circa 20 m tot circa 32 m voor het boorfront de waterspanning bij de aanvang van het boren ineens omhoog schieten en daarna tijdens het boren langzaam afnemen. Uit de grafieken waarbij de waterspanning in de tijd is uitgezet is hiervan niets terug te vinden. Opgemerkt wordt dat ditzelfde voor dezelfde ringen wordt waargenomen bij waterspanningsmeter 8. Vermoedelijk is bij alle genoemde waterspanningsmeters iets mis gegaan met de berekening van de afstand tot het boorfront bij de ringen. Waterspanningsmeter 3: De invloed van het boorproces is significant merkbaar op een afstand van 7 ringen voor het boorfront en beperkt merkbaar op een afstand van 20 ringen. Vanaf een afstand die kleiner is dan 3 ringen neemt de waterspanning snel toe. De maximale waterspanningsverhoging ten opzichte van de omgeving tijdens het boren van de voorlaatste ring is 30 kPa. De fluctuatie binnen een minuut is maximaal circa 2 kPa. De invloed van ieder afzonderlijke snijelement is niet zichtbaar in de klei. Tijdens de stilstand voorafgaande aan de laatste ring stijgt de waterspanningsverhoging van 30 kPa tot 37 kPa. Vlak voordat de waterspanningsmeter wordt weggeboord neemt de meetwaarde toe tot circa 186 kPa. Dit is circa 46 kPa hoger dan de waterspanning in de omgeving. Vlak voor het wegboren neemt de waterspanning ineens sterk toe. Mogelijk is deze toename ongeveer gelijk aan de horizontale korrelspanning in de klei. De gemiddelde frontdruk tijdens het boren van ring 541 is 197 kPa op de as van de TBM. De HKdrukopnemer in de mengkamer (circa 0,5 m hoger dan de waterspanningsmeter) heeft een waarde van 152 kPa gemeten. Ter hoogte van de waterspanningmeter was de frontdruk dus circa 158 kPa, terwijl een waterspanning van 186 kPa is gemeten. Mogelijke oorzaken voor dit verschil zijn: De waterspanningsmeter en de kleilaag bevinden zich op een grotere diepte, circa 1 m boven de as van de TBM op een diepte van circa NAP-12,5 m. De waterspanningsmeter heeft een nulafwijking gehad (circa 30 à 40 kPa te hoog). Op basis van de diepte wordt een waterspanning van circa 100 tot 120 kPa verwacht, afhankelijk van de overconsolidatie ten gevolge van de ophoging. De gemeten waarde (toen de TBM nog op grote afstand was) is circa 140 kPa. Ook op basis van de gemeten frontdruk ter hoogte van de waterspanningsmeter is de afwijking van 30 à 40 kPa. (Op basis van krachtenevenwicht moet de waterspanning lager zijn dan of gelijk zijn aan de frontdruk) Tijdens stilstand van de TBM neemt over de laatste ringen de waterspanning toe, in tegenstelling tot wat bij waterspanningsmeter 1 optreedt. Dit duidt op ongedraineerd gedrag en komt overeen met het feit dat de waterspanningsmeter in een kleilaag is geïnstalleerd.
52
In bijlage E2 zijn grafieken bijgevoegd, voor WSM3, met daarop het verloop van de waterspanning over de afstand tot het boorfront en in de tijd. De eerste tijd-grafiek geeft de periode weer van de dag waarop de waterspanningsmeter is weggeboord en tweede en derde grafiek geven de periode weer met de laatste 8 minuten voor het wegboren. De afzonderlijke invloed van de snijdende en slepende snijelementen is niet merkbaar.
Waterspanningsmeter 8: Ook bij waterspanningsmeter 8 kan op circa 20 ringen afstand al een significante toename in de waterspanningen worden waargenomen. De toename van de waterspanning tijdens het boren van de voorlaatste ring is maximaal 36 kPa ten opzichte van de waterspanning in de omgeving. De fluctuatie van de waterspanning binnen een minuut is maximaal circa 6 kPa. Het gedrag van de waterspanningen in de laatste minuten komt overeen met die van waterspanningsmeter 1. Tijdens de stilstand voorafgaande aan de laatste ring daalt de waterspanningsverhoging tot circa 8 kPa. Vlak voor het wegboren van de waterspanningsmeter is de waterspanning 188 kPa. Dit komt overeen met een waterspanningstoename van 36 kPa. De fluctuatie in de meting is dan circa 10 kPa. De gemiddelde frontdruk tijdens het boren van ring 541 is 197 kPa. Wanneer de TBM stilstaat neemt de waterspanning onmiddellijk af en wanneer weer begonnen wordt neemt de waterspanning gelijk weer toe. De meting komt goed overeen met die van waterspanningsmeter 1 en die van de waterspanningsmeters in meetveld Noord. In bijlage E3 zijn grafieken bijgevoegd, voor WSM8, met daarop het verloop van de waterspanning over de afstand tot het boorfront en in de tijd. De eerste tijd-grafiek geeft de periode weer van de dag waarop de waterspanningsmeter is weggeboord en tweede en derde grafiek geven de periode weer met de laatste 8 minuten voor het wegboren. De invloed van de snijdende en slepende snijelementen is niet zo goed merkbaar als bij WSM1 omdat WSM8 in het midden van de TBM is geplaatst. Predictiemodel Indringdiepte van de bentoniet en de onderdruk aan het boorfront De indringdiepte van de slurry is niet direct gemeten. Volgens de predicties is de indringdiepte ten gevolge van de onderdruk door dilatantie circa 0,004 m geweest. De benodigde onderdruk door dilatantie is in dat geval circa 0,01 mwk, ofwel 0,1 kPa. Deze waarde is derhalve klein dat gesteld kan worden dat deze verwaarloosbaar is. Tevens zijn de predicties gebaseerd op snijelementen met een meshoek van 90 ° die een grotere dilatantie zullen veroorzaken dan snijelementen met een meshoek van 60 °. Geconcludeerd kan worden dat de predictie niet te verifiëren is en dat de onderdruk door dilatantie vermoedelijk verwaarloosbaar is. De conclusies komen overeen met die van Meetveld Noord eerste passage. De maximale indringdiepte van de slurry, waarbij de vloeistof wordt beschouwd als Birghamse vloeistof is circa 0,1 m. Uit de metingen valt niet direct de indringdiepte van de bentoniet af te leiden. Wel kan worden waargenomen dat na enkele minuten stilstand de overdruk aan het boorfront bijna volledig is overgebracht op de korrels. Bij het indringen van de boorvloeistof treedt een schuifspanning op tussen de korrels en de boorvloeistof. Een deel van het drukverschil wordt derhalve opgevangen door de schuifspanning. De kleideeltjes in de boorvloeistof zorgen na verloop van tijd voor een afpleistering van de poriën waardoor de overdruk ten gevolge van de frontdruk wordt overgebracht op de korrels van de grond.
53
Invloed van een onderdruk op de stabiliteit van het boorfront Dit predictiemodel kan niet worden geëvalueerd. Wel kan worden vastgesteld dat het boorfront stabiel is geweest. Verwachte verloop van de waterspanningen voor het boorfront In bijlage E is een grafiek bijgevoegd met daarin de predictie en de gemeten waterspanningen voor WSM1. De predictie volgens K100-W-015 van de waterspanning aan het boorfront komt niet overeen met de gemeten waterspanningen. De metingen van de waterspanningen op een afstand vanaf 10 meter van het boorfront geven een grotere waterspanning dan de predictie. Op een kleine afstand van het boorfront, vanaf 5 m, geeft de predictie een grotere waterspanning. Het verschil is deels te verklaren door de wisselende frontdruk. Op een afstand van 8 tot 10 meter van het boorfront is de frontdruk gedurende twee ringen met circa 20 kPa verhoogd. De waterspanningen nemen hierdoor toe met 2 à 4 kPa. Andere oorzaken kunnen zijn: dat de indringdiepte van de bentoniet kleiner en het specifiek debiet dus lager is; dat er een driedimensionaal stromingsbeeld is; de grondopbouw sterk variëert en daarmee de doorlatendheid en dus het waterspanningen verloop. Conclusies en aanbevelingen de waterspanningen Met betrekking tot de invloed van de waterspanningen op de boorfrontstabiliteit kunnen de volgende conclusies worden getrokken: De indringdiepte van de bentoniet in de grond kan niet worden bepaald op basis van de metingen. De waterspanningen voor het boorfront worden niet zo goed voorspeld voor waterspanningsmeter 1, in tegenstelling tot de waterspanningen voor het boorfront voor WSM 5 in meetveld Noord. De waterspanningen in klei (waterspanningsmeter 3) laten een ongedraineerd gedrag van de klei zien. De waterspaningsmeter (3) in klei heeft waarschijnlijk een afwijking van circa 30 kPa gehad. Voor de invloed van de onderdruk op de stabiliteit van het boorfront is geen aangepaste predictie gemaakt. Derhalve kan de predictiemethode niet worden vergeleken met de waarnemingen. Voor een aantal waarnemingen is vermoedelijk de afstand tot het boorfront niet goed berekend. Aanbevolen wordt dit alsnog te corrigeren.
54
5.4
Effectiviteit boorproces
5.4.1 Slijtage van de snijelementen Predictie Voorafgaande aan de metingen van de 1 e passage van Meetveld Zuid is een predictie uitgevoerd voor de slijtage van de snijelementen. Het predictiemodel met betrekking tot de slijtage ziet er als volgt uit:
Wv = f w _ waarin: Ww fw L S Hv
L_ S Hv
slijtage verweringsconstante contactdruk sleepafstand materiaalhardheid
Formule 6.6. (mm3) (mm/m/kPa) (kPa) (m) (Vickers)
Metingen Er zijn geen metingen verricht ten behoeve van de slijtage van de snijelementen. Vergelijking van predicties met gemeten waarden Daar er op het moment van het uitvoeren van deze evaluatie nog niet voldoende (meet)gegevens bekend zijn, kan er geen evaluatie van de slijtagepredictie worden uitgevoerd. Conclusies en aanbevelingen slijtage snijelementen Zie rapportage K100-W-058, zelfde subparagraaf.
55
5.4.2 Effectiviteit van pompen en leidingen Algemeen De problemen omtrent de dichtheid, zoals vermeld in rapportage K100-W-058, paragraaf 1.8 zijn opgelost. De dichtheidsmetingen worden nu wel goed weergegeven en zijn vergeleken met handmetingen. Predictie Voor de bepaling van de effectiviteit van pompen en leiding voor de aan- en afvoer van bentoniet zijn een aantal predicties uitgevoerd, te weten: een predictie voor de opvoerhoogte van de aanvoerpomp; een predictie voor de opvoerhoogte van de afvoerpomp; een predictie voor aanzanding in de afvoerleiding; een predictie voor de vorming van kleiballen in de afvoerleiding. In het algemeen wordt gesteld dat de opvoerhoogte van een pomp kan worden bepaald door:
H totaal = H statisch + H dynamisch + H verlies waarin: Htotaal Hstatisch Hdynamisch Hverlies
totale opvoerhoogte van de pomp statische druk over de leiding drukverlies door stroming drukverlies door aanwezigheid van bochten, instroming, etc.
Formule 6.7.
(kPa) (kPa) (kPa) (kPa)
Hieronder worden de verschillende predicties uitgewerkt op basis van de meest actuele geometrie van het pomp- en leidingensysteem. - predictie voor de opvoerhoogte van de aanvoerpomp De statische opvoerhoogte over de aanvoerleiding wordt bepaald door het bentonietniveau in het reservoir van waaruit het bentoniet wordt aangevoerd, het niveau van de as van de TBM en de druk in de mengkamer waarin de bentoniet wordt gepompt. Volgens de predicties kan de statische opvoerhoogte worden bepaald volgens:
H statisch = (- hreservoir + has TBM )_ g* waarin: hreservoir has TBM g σmengkamer ρbentoniet
bentonietniveau in het reservoir niveau van de as van de TBM zwaartekrachtsversnelling gemeten absolute druk in de mengkamer gemeten dichtheid in de aanvoerleiding
ρ bentoniet + ( σ front - σ atm ) 1000 Formule 6. NAP +3 m NAP -13,2 m 9,81 m²/s 296 kPa 1110 kg/m³
56
Uit een handmeting in het bentoniet reservoir blijkt dat de bentoniet op circa 0,75 m onder de rand van het reservoir stond. De hoogte van de rand van het bentonietreservoir is geschat op circa NAP +4 m. Derhalve is de hoogte van het bentonietreservoir geschat op circa NAP +3 m. Uit formule 6.7 blijkt dat de statische drukhoogte over de aanvoerleiding circa 20 KPa is. Het dynamische drukverlies over de aanvoerleiding wordt bepaald door de stroomsnelheid in de leiding, de lengte van de leiding, de stromingsvorm (turbulent of laminair) en de diameter van de leiding:
H dynamisch =
2_ f_ v 2 _ L D
In deze formule zijn de volgende waarden aangehouden: f Fanningscoëfficiënt v stroomsnelheid in de leiding L leidinglengte D diameter van de leiding
Formule 6.9.
0,0055 3,41 m/s 970 m 0,35 m
De fanningscoëfficiënt is berekend aan de hand van gegevens uit de brief IST2187/J1412 d.d. 8 september 1997 en formules uit het predictierapport K100-W-035. De aangepaste predictie voor het dynamisch verlies over de aanvoerleiding is: Hdynamisch
= 355 kPa
Het verlies aan drukhoogte door aanwezige bochten, afsluiters en dergelijke is een sommatie van de volgende verliezen:
H verlies = H bochten + H uitstroom + H instroom + H appendage Formule 6.10 waarin: Hverlies Hbochten Huitstroom Hinstroom Happendage
verlies over de leiding bochtverlies uitstroomverlies instroomverlies verlies in appendage (terugslagkleppen e.d.)
(kPa) (kPa) (kPa) (kPa) (kPa)
Voor alle grootheden in deze formule geldt in principe:
ρ aanvoerleiding v2 H = ξ_ * g* 1000 2_ g
Formule 6.11.
57
waarin: ξ v g ρaanvoerleiding
verliesfactor stroomsnelheid zwaartekrachtsversnelling dichtheid bentonietaanvoer
(-) (m/s) (m/s 2) (kg/m 3)
De verschillende verliesfactoren die in de berekening kunnen worden aangehouden zijn: ξbochten : 3,0 (gebaseerd op 15 bochten in de aanvoerleiding) : 0,8 ξinstroom : 0,8 ξappendage Voor de verschillende verliezen wordt in deze algemene formule een kenmerkende verliesfactor ξ ingevoerd. Opgemerkt wordt de stroomsnelheid geldt ter plaatse waar de verliezen optreden. Vermoedelijk heeft de uitstroom van het bentoniet zowel in een arm van het snijrad, door het centrum als in de werkkamer plaatsgevonden. De plaats van uitstromen en de geometrie van de uitstroomopeningen, alsmede eventuele kleine opvoerpompen zijn essentiële gegevens voor het berekenen van het uitstroom verlies. De uitstroom van bentoniet door een arm van het snijrad en door het centrum van het snijrad worden gemeten in de HK-data (zie ook paragraaf 5.3.3) maar niet verwerkt. Aanbevolen wordt de debietmeting van de uitstroom van bentoniet uit de verschillende uitstroomopeningen in grafieken in een volgende meetveld ook uit te zetten. Op het moment van het schrijven van deze evaluatie was ook niet bekend wat de geometrie van de spuitmonden van de leidingen door het snijrad en de spaken was, waardoor een inschatting van de stroomsnelheid en daarmee het uitstroomverlies niet is te maken. Derhalve is vooralsnog de waarde van de predictie van 80 kPa aangehouden voor het uitstroomverlies. Het totale verlies aan drukhoogte is daarmee voor bochten en appendage: Hverlies = 80 + 30 = 110 kPa Met de berekende waarden voor de afzonderlijke energieverliezen kan de totale opvoerhoogte van de aanvoerpomp berekend worden. Htotaal;aanvoer = 20 + 110 + 355 = 485 kPa - volumebalans De volumebalans kan als volgt worden geformuleerd:
Qins;bentoniet + Qins;grond - Quit;slurry = 0
58
waarin: Qins;bentoniet Qins;grond Quit;bentoniet
Instroomdebiet bentoniet Instroomdebiet grond Uitstroomdebiet bentoniet
(0,328 m3/s) (0,027 m3/s) (0,352 m3/s)
m3/s m3/s m3/s
Wanneer de uitkomst van de balans groter is dan nul is er een volumeverlies opgetreden. Uit de volumebalans blijkt dat er circa 0,003 m³/s minder wordt afgevoerd dan dat er wordt aangevoerd en afgegraven. De vereiste meetonzekerheid is volgens K100-W-003 0,01 m 3/s. De geconstateerde afwijking in de volumebalans is kleiner dan de meetonzekerheid. Opgemerkt wordt dat de vereiste meetonnauwkeurigheid van dezelfde orde is als het debiet van de afgegraven grond. Er is een hogere waterspanning voor het boorfront dan in de omgeving. Er stroomt dus water weg van het boorfront. De hoeveelheid is gelijk aan de mate van indringing van het bentoniet in het boorfront. Indien nauwkeuriger de volumebalans kan worden gemeten kan de mate van bentonietindringing worden bepaald. - predictie voor de opvoerhoogte van de afvoerpomp Analoog aan de wijze van berekenen van de opvoerhoogte van de aanvoerpomp kan de opvoerhoogte van de afvoerpomp worden berekend:
H totaal = H statisch + H dynamisch + H verlies
Formule 6.13.
Voor de grootheden in deze formule zijn de volgende waarden berekend: Hstatisch : 35 kPa Hdynamisch : 370 kPa Hverlies : 30 kPa Voor de afvoerleiding is tevens berekend dat het leidingverlies 380 Pa/m' is. In dit geval is Hverlies aanzienlijk lager dan in het geval van de aanvoerleiding, daar de uitstroming van de afvoerleiding vrij plaatsvindt in de bentonietscheidingsinstallatie in plaats van via spuitmonden. De totale opvoerhoogte van de afvoerpomp komt hiermee op: Htotaal;afvoer = 435 kPa Ook voor deze leiding is op basis van het predictierapport K100-W-035 een fanningscoëfficiënt bepaald. Voor de afvoerleiding is deze ongeveer 0,0033 in plaats van 0,005. Op basis van deze fanningscoëfficiënt (0,0033) wordt de totale opvoerhoogte voor de afvoerleiding: Htotaal;afvoer = 315 kPa; en het dynamisch leidingsverlies 255 Pa/m'.
59
- predictie voor aanzanding in de afvoerleiding De afvoer van het bentonietmengsel vanaf de boorkop naar de scheidingsinstallatie kan plaatsvinden door drie soorten processen in de afvoerleiding, namelijk door middel van: plug-flow; bodemtransport; suspensietransport. Transport volgens deze mechanismen is slechts mogelijk als wordt voldaan aan de volgende voorwaarden per mechanisme: plug-flow : dkorrel < dmax en Reynolds- en Hedstromgetal moeten voldoende groot zijn bodemtransport : τw > τw;min suspensietransport : v > u cr waarin: dkorrel dmax τw τw;min v ucr
korreldiameter van het vervoerde zand maximale korreldiameter waarbij plug-flow nog kan optreden optredende schuifspanning aan de rand van de leiding minimaal benodigde schuifspanning om bodemtransport mogelijk te maken optredende stroomsnelheid in de leiding kritieke stroomsnelheid
Volgens berekeningen (bijlage D3) gelden de volgende criteria: dmax = 6,0 mm τw;min = 2 Pa ucr = 0,39 m/s Alleen het feit dat transport mogelijk is, is op zich niet voldoende om voorkoming van aanzanding te garanderen. Daarnaast mag de transportcapaciteit van de mechanismen door het aanbod van grond niet worden overschreden. De transportcapaciteit wordt uitgedrukt in een concentratie en is te berekenen met:
ΦTb * cv =
ρ grond - ρ b,aanv * g* d 3 ρ b,aanv v* Rh
ΦTb = 10,39* ΨT-2,52 Ψ=
( ρ k - ρ b,aanv )* d ρ b * S * Rh
Formule 6.14. Formule 6.15.
Formule 6.16.
60
waarin: ΦTb ΨT ρgrond ρb,aanv d v S Rh
dimensieloze transportparameter genormeerde schuifspanning dichtheid van de grond dichtheid van de bentonietaanvoer diameter van de zandkorrels stroomsnelheid drukverval over de afvoerleiding hydraulische straal van de afvoerleiding
(-) (-) (kg/m3) (kg/m 3) (m) (m/s) (mwk/m 1) (m)
Uit de berekening (bijlage D3) blijkt dat voor transportcapaciteit voor het bodemtransport en suspensietransport kan worden gesteld dat een maximale zandconcentratie van 0,26 - kan worden getransporteerd. Tevens is berekend dat indien transport door plug-flow mogelijk is nog een extra concentratie van 0,006 - kan worden getransporteerd. Door vergelijken van de hierboven berekende criteria met de gemeten waarden kan worden bepaald welke processen in de afvoerleiding hebben plaatsgevonden. - predictie voor de vorming van kleiballen in de afvoerleiding Doordat er bij de 1e passage van Meetveld zuid voornamelijk door zand (laag 18) is geboord kan geen evaluatie van deze predictie worden uitgevoerd. metingen opvoerhoogte van de aanvoerpomp en opvoerhoogte van de afvoerpomp; Voor de aanvoerleiding was de opvoerhoogte van de pomp: 594 kPa; voor de afvoerleiding was de opvoerhoogte: 496 kPa. Met de drukverschilmeter is 257 Pa/m' gemeten. In de onderstaande tabel (19) zijn de gemeten waarden en de aangepaste predicties in één tabel weergegeven. Tabel 19.
Gemeten waarden en aangepaste predicties opvoerhoogte van de aan- en afvoerpomp. gemeten waarde
aangepaste predictie
opvoerhoogte aanvoerleiding
595 kPa
485 kPa
opvoerhoogte afvoerleiding
495 kPa
435 kPa
leidingverlies afvoerleiding
257 Pa/m'
380 Pa/m'
61
aanzanding in de afvoerleiding; Tijdens het boren van ring 547 is voor de snelheid een gemiddelde van 3,66 m/s gemeten in de afvoerleiding. Berekend is dat de opgetreden schuifspanning aan de rand van de leiding circa 37 kPa is geweest. De concentratie zand in de afvoerleiding is circa 0,033 - geweest. De maximale korrel die kon worden getranporteerd is onbekend. Gesteld kan worden dat alle transportmechanismen (plug-flow, bodemtransport en suspensietransport) kunnen hebben opgetreden. Tevens wordt de transportcapaciteit niet overschreden. Predictiemodel opvoerhoogte van de aanvoerpomp en opvoerhoogte van de afvoerpomp; Het verschil tussen de metingen en de (aangepaste) predicties is redelijk groot. Onduidelijk is wat de oorzaak van deze verschillen is. Mogelijke oorzaken: de drukmeters en of de drukverschilmeting in de leiding werken niet correct; de frontdruk wordt niet correct gemeten (echter verklaard niet het grote verschil); de dichtheid wordt niet correct gemeten (onwaarschijnlijk, want dit is juist verbeterd en middels een handmeting nagemeten); de fanningsconstanten zijn niet nauwkeurig genoeg te bepalen; De berekening is erg gevoelig voor de fanningsconstante. De fanningsconstante moet met name voor de afvoerleiding worden afgeleid middels grafieken. Met name de bepaling van de fanningsconstante zelf is op basis van een grafiek met dubbel logaritmische assen. Wellicht kan de fanningsconstante nauwkeuriger worden bepaald voor de afvoerleiding indien de viscositeit en vloeigrens van de slurry worden gemeten. (Het volledige verschil tussen meting en predictie kan met deze onnauwkeurigheid worden verklaard. Echter voor de afvoerleiding geldt dat indien het verschil hiermee wordt verklaard, de verschildrukmeter zeer veel gaat afwijken met de predictie). Met de drukverschilmeter is een leidingverlies van circa 257 Pa/m gemeten. Volgens de aangepaste predictie zou deze waarde circa 380 Pa/m moeten zijn geweest. Daarnaast geldt dat voor de totale manometrische opvoerhoogte de gemeten waarde hoger is dan de berekende waarde van de aangepaste predictie (zie tabel 19). Met andere woorden, het berekende leidingverlies (in de aangepaste predicie) is te laag, of één of meerdere andere verliezen (bochtverliezen, uitstroomverliezen, pompverlies etc) is verkeerd berekend. Een andere mogelijkheid is dat de metingen niet nauwkeurig genoeg zijn. De drukverschilmeting gebeurd over een leidinglengte van 10 m. Mogelijk is of deze meting niet representatief voor de de gehele afvoerleiding, of niet nauwkeurig genoeg. de uitstroomverliezen zijn niet nauwkeurig genoeg bepaald. Met name voor de aanvoerleiding (spuitmonden) is deze op dit moment nog een schatting (Het volledige verschil tussen meting en predictie kan met deze onnauwkeurigheid worden verklaard voor de aanvoerleiding).; er vindt een onbekend energieverlies plaats (onwaarschijnlijk). het is onwaarschijnlijk dat de predictiemodellen niet juist zijn. Juist op het gebied van pompen en leidingen is veel kennis en ervaring in Nederland (baggerwerken). aanzanding in de afvoerleiding; Het predictiemodel kan niet worden geverifiëerd op basis van de metingen. Echter de maximale concentratie die wordt voorspeld is erg hoog.
62
Conclusies en aanbevelingen pompen en leidingen De volgende conclusies worden getrokken uit de evaluatie van de predicties en de volgende aanbevelingen met betrekking tot volgende meetcampagnes worden gedaan: Het indringen van bentoniet in het boorfront is niet meegenomen in de predicties en is vermoedelijk wel van invloed. Door het indringen van bentoniet in het boorfront wordt het water tussen de poriën verdrongen. Een deel van het oorspronkelijk aanwezige water wordt dus niet weggegraven maar naar de omgeving verdrongen. De viscositeit, de vloeispanning, de concentratie zand en water in de slurry en een aantal lineair gekoppelde grootheden zullen derhalve anders zijn. Geadviseerd wordt indien meer duidelijkheid wordt verkregen omtrent de indringdiepte van de bentoniet tijdens het boren, een postdictie te doen waarin dit proces wel wordt meegenomen. De gemeten opvoerhoogte van de pompen wijkt erg af van de berekende waarden. De statische opvoerhoogte, de frontdruk en het bochtverlies zullen naar waarschijnlijkheid redelijk kloppen. Mogelijke oorzaak van de afwijking wordt vooralsnog toegeschreven aan het niet juist functioneren van de drukmeters aan de zuig- en perszijde van de pompen. Mogelijk kan ook een ander onbekend proces in de leiding een extra drukverlies veroorzaken. Dit is echter onwaarschijnlijk. Ook de fanningsconstanten zijn niet nauwkeurig genoeg te bepalen. De berekening is erg gevoelig voor de fanningsconstante. De fanningsconstante moet met name voor de afvoerleiding worden afgeleid middels grafieken. Met name de bepaling van de fanningsconstante zelf is op basis van een grafiek met dubbel logaritmische assen. Wellicht kan de fanningsconstante nauwkeuriger worden bepaald voor de afvoerleiding indien de viscositeit en vloeigrens van de slurry worden gemeten. Met de drukverschilmeter wordt een lager leidingverlies gemeten dan is berekend op basis van de aangepaste predictie. Echter op basis van de gemeten manometrische opvoerhoogte voor de afvoerleiding zou men juist op een hogere waarde voor het leidingverlies uitkomen of één of meerdere andere verliezen (bochtverliezen, uitstroomverliezen, pompverlies etc) is verkeerd berekend. Een andere mogelijkheid is dat de metingen niet nauwkeurig genoeg zijn. Om een goede evaluatie te kunnen maken van de effectiviteit van pompen en leidingen dienen de pompkrommen van de aan- en de afvoerpomp ter beschikking te worden gesteld. Indien het oppervlak van de doorstroomopening van de spuitlanzen in de mengkamer bekend is kan beter het uitstroomverlies worden berekend. Alle transportmechanismen (plug-flow, bodemtransport en suspensietransport) kunnen zijn opgetreden. Tevens wordt de transportcapaciteit niet overschreden. Aanzanding zal derhalve niet zijn opgetreden.
63
6
EVALUATIE VOLLEDIG MEETVELD ZUID
6.1 Algemeen beeld totale meetveld zuid Voor het gehele Meetveld Zuid zijn 24-uursgrafieken geproduceerd waarin aspecten van het boorproces zijn weergegeven. Op basis van deze grafieken kunnen de volgende uitspraken worden gedaan met betrekking tot het totaalbeeld van het boorproces: Het boorproces door het meetveld kan als uniform worden beschouwd: er hebben zich geen excessieve omstandigheden voorgedaan. De frontdruk neemt af naarmate de TBM hoger komt te liggen. Aan het begin van het meetveld is een paar ringen een hogere frontdruk toegepast. Halverwege het meetveld is de frontdruk behoorlijk verlaagd. Het aandrijfkoppel heeft behoorlijk gevarieerd over het meetveld. De oorzaak hiervan is onduidelijk. Tijdens het grondonderzoek is gebleken dat de grondopbouw nogal varieerd over meetveld zuid. De handmatig gemeten groutvolumes en de gemiddelde groutdruk waarmee de grout is geinjecteerd zijn redelijk contant over het meetveld. Aan de hand van de uitgevoerde metingen tijdens het boren van de 1 e passage van het Meetveld Zuid zijn grafieken van boorprocesgrootheden gemaakt voor de verschillende ringen in het meetveld (ring 527 t/m 580). De grafieken zijn opgenomen in bijlage F. Deze grafieken worden hieronder beschouwd. Tevens zijn een aantal inzichtsgrafieken toegevoegd. 6.2
Beschouwing grafieken
Positie TBM in x-, y- en z-richting (grafiek 1XX, 1XY en 1XZ) De positie in het verticale vlak (x en y) is bepaald ten opzichte van het RD-stelsel, waarbij de posities zijn weergegeven in kilometers. De positie in z-richting is ten opzichte van NAP. Met behulp van de posities van de TBM in x-, y- en z-richting kan de afgelegde weg worden bepaald (zie hierna). De belangrijkste grootheid in deze beschouwing is de positie in z-richting. Deze representeert de diepte van de TBM-as. Uit de metingen blijkt, dat de helling van het geboorde deel van de tunnel onder het meetveld circa 1:30 bedraagt. Dit is conform de verwachtingen. Wel kan worden geconstateerd dat er zo nu en dan meetfouten optreden. Bij verdere verwerking van gegevens dient hiermee rekening te worden gehouden. Op basis van deze grafieken kan ook de positie van de TBM ten opzichte van bijvoorbeeld de waterspanningsmeters worden achterhaald. De afgelegde weg (grafiek 1TP) Aan de hand van deze grafiek kan worden bepaald bij welke ringen een langer oponthoud is geweest. Ook de stilstand tijdens het weekend is waar te nemen. Dichtheid boorspoeling (grafiek 2XD) Zowel voor de bentoniet-aanvoer als voor de slurry-afvoer neemt de dichtheid toe naarmate het ringnummer toeneemt. Dit kan erop duiden dat de bentonietspoeling steeds meer vervuild raakt.
64
Verschil in dichtheid en debiet tussen aan- en afvoerleiding (grafiek 2XV) Het verschil in dichtheid neemt af naarmate het ringnummer toeneemt. Uit grafiek 4XD blijkt dat bij toenemend ringnummer de debieten door de aan- en afvoerleiding afnemen. Het verschil tussen beide blijft min of meer constant en heeft dezelfde trend als de voortgangssnelheid. Hieruit kan worden geconcludeerd dat de dichtheid van de weggesneden grond afneemt. Dit komt overeen met het grondonderzoek. De boor komt steeds meer in grondlaag 16 te liggen met een dichtheid van 1800 kg/m³ in plaats van 2050 kg/m³ (grondlaag 18). Opvoerhoogten aan- en afvoerpomp (grafiek 3XO) Uit deze grafiek valt op te maken dat tijdens de eerste passage onder meetveld Zuid de opvoerhoogte toeneemt van de aan- en afvoerpomp. Met name voor de afvoerpomp is een sterkere toename te zien dan voor de aanvoerpomp. De helling van de lijnen in de grafiek is afhankelijk van de toename van de dichtheid (en daarmee gerelateerd de fanningscoëffiënt), de toename van de leidinglengte en de afname van de statische opvoerhoogte (de frontdruk wordt lager en de as van de TBM komt hoger te liggen). Opvoerhoogte en debiet aanvoerpomp (grafiek 3XAAN) Bij het toenemen van de opvoerhoogte neemt het debiet af. Dit is in overeenstemming met de pompkromme. Op kleinere tijdschaal (enkele ringen) blijkt dat de opvoerhoogte en het debiet dezelfde trend volgen. Dit kan worden veroorzaakt door veranderingen in frontdruk en dichtheid van de boorspoeling. Opvoerhoogte en debiet afvoerpomp (grafiek 3XAF) Deze grafiek laat eenzelfde beeld zien als grafiek 3XAAN. Debieten boorspoeling (grafiek 4XD) Het debiet van de aan- en de afvoerleiding nemen af naarmate de ringnummers toenemen. Aan het einde van de metingen worden enkele extreme debieten waargenomen. Mogelijk heeft dit te maken met meetfouten. Druk aan boorfront, as hoogte (grafiek 6XB) Opgemerkt wordt dat de WL-drukopnemers niet de juiste absolute waarde aangeven. Waarschijnlijk wordt het drukverschil (relatieve waarde) wel goed weergegeven. Uit de grafiek is op te maken dat de frontdruk langzaam afneemt naarmate de TBM hoger komt te liggen. Halverwege het meetveld neemt de frontdruk ineens behoorlijk af. Aan het begin van het meetveld zitten een paar ringen waar een hogere frontdruk is toegepast. Druk aan het boorfront (grafiek 6XBHX) In de grafiek staan zowel WL-drukopnemer P16 als de HK-drukopnemer in de werkkamer. Beide drukopnemers meten de druk in het luchtkussen. Uit de grafiek blijkt dat er een verschil van circa 6 kPa is tussen beide opnemers. Beide drukopnemers geven dus ongeveer dezelfde druk aan. Het bentonietniveau in het luchtkussen is redelijk constant. Dichtheid slurry aan boorfront (grafiek 6XDHK) De dichtheid aan het boorfront is berekend met behulp van de HK-drukopnemers in de werkkamer en in de mengkamer, het bentonietniveau in het luchtkussen en de dichtheid van de slurry in de afvoerleiding. Daarbij is aangenomen dat de dichtheid van de slurry in de werkkamer gelijk is geweest aan de dichtheid van de slurry in de afvoerleiding. Tevens is de
65
dichtheid berekend op basis van de verschildruk tussen twee vaste drukopnemers waarbij het drukverschil is gecorrigeerd op basis van de metingen voor ring 547. Uit de grafiek blijkt dat beide berekende dichtheden behoorlijk afwijken bij meerdere ringnummers. Aanbevolen wordt om de dichtheid in volgende meetvelden te bepalen op basis van de standaard afwijking van de WL drukopnemers op het snijrad. Samen met de HK-drukopnemer in de mengkamer kan dan de frontdruk worden bepaald. Op basis van dezelfde methode kan ook voor dit meetveld nog achteraf de frontdruk worden bepaald bijvoorbeeld voor de eerste orde evaluatie. Krachten op TBM (grafiek 7TF) zie volgende grafieken. Krachten op TBM (grafiek 7XS) De totaalkracht op de snijradvijzels neemt af naarmate de TBM hoger komt te liggen. Bij de ringen waar de oversnijders hebben uitgestaan (ringen 545 t/m 548) zijn de snijradkrachten iets hoger dan bij de overige ringen, met name bij ring 545 is de snijkracht circa 400 à 500 kN hoger dan bij de ringen voordat en nadat de oversnijders uit stonden. Bij de overige ringen waar de oversnijders uit stonden is dit circa 200 kN, waarbij wordt opgemerkt dat dit binnen de afwijking valt die over het hele meetveld wordt geconstateerd. Bij de twee ringen waar met een hogere frontdruk is geboord (ringen 532 en 533) neemt de kracht op het snijrad toe met circa 200 à 250 kN. Theoretisch zou door de toename van de frontdruk (20 à 25 kPa) de kracht op het lagerhuis toenemen met F= ∆p*Alagerhuis = ca. 200 kN. Dit bevestigt dat het oppervlak van het lagerhuis circa 3,35 m is. Krachten op TBM (grafiek 7XH) De totaalkracht op de hoofdvijzels van de TBM geven een nogal grillig beeld te zien over het meetveld. De ringen waarbij de oversnijder(s) zijn gebruikt (ring 545 t/m ring 548) is de totaalkracht op de hoofdvijzels significant lager. De afname is circa 2500 à 3000 kN. De totaalkracht op de hoofdvijzels neemt gelijk weer toe bij het boren van de ring waar het snijrad weer is teruggetrokken (ring 548). Bij de ringen waarbij met een hogere frontdruk is geboord (ringen 532 en 533) is een toename van de krachten op de hoofdvijzels waar te nemen van circa 1700 à 2200 kN. De toename van de frontdruk is circa 20 à 25 kPa geweest. Theoretisch zou hierdoor de kracht op de hoofdvijzels toenemen met F= ∆p*ATBM = ca. 1300 kN. Krachten op TBM (grafiek 7XHB) In deze grafiek is naast de totaalkracht op de hoofdvijzels ook het aantal slagen van de (grout)pomp A6 die gebruikt is voor de bentonietinjectie langs het schild van de TBM weergegeven. Hoewel het aantal slagen geen maat is voor het debiet door de groutpomp, wordt wel een indicatie verkregen op welke momenten bentoniet is geïnjecteerd. Uit de grafiek volgt dat er nauwelijks tot geen verband zit tussen het injecteren van bentoniet langs het schild van de TBM en de kracht op de hoofdvijzels.
66
Voortgangssnelheid (grafiek 8XV) De voortgangssnelheid heeft nogal gevarieerd over het meetveld. Weergegeven is de gemiddelde snelheid tijdens "vortrieb". Stilstand van de TBM tijdens het boren van een ring is niet meegenomen. Wat opvalt is dat tijdens het boren van ring 548 de snelheid van het schild groter is geweest dan de snelheid van de boorkop. Dit komt omdat tijdens het boren van ring 548, na circa 1 m het schild circa 10 à 15 cm naar voren is gedrukt terwijl het snijrad nauwelijks naar voren werd bewogen. Tijdens het boren van ring 547 en de eerste meter van ring 548 zijn de overcutters gebruikt. Voortgangssnelheid (grafiek 8TV) Zie grafiek 8XV. Aandrijfkoppel snijrad (grafiek 10XK) Het aandrijfkoppel varieert nogal over het meetveld. Het aandrijfkoppel varieerde tussen de 400 en 500 kNm, met uitzondering voor de ringen 551 t/m 555 waarbinnen het toerental opliep tot meer dan 750 kNm. Bij dezelfde ringen was de voortgangsnelheid laag. De TBM heeft bij deze ringen meer "moeite" gehad met boren dan in de rest van het meetveld. Uit het geotechnisch lengteprofiel blijkt dat bij deze ringen een veenlaag en een kleilaag aanwezig is aan de bovenkant in de TBM. Mogelijk is dit de oorzaak van het hogere koppel bij deze ringen. Drukken aan het boorfront op drukschot (grafiek 12XB) Omdat de absolute waarde van de weergegeven vaste drukopnemers niet juist kan uit deze grafieken alleen een relatieve trend worden gehaald met betrekking tot de frontdruk. Bij ring 531 en ring 556 is de frontdruk verlaagd. Bij ring 532 en 533 is met een hogere frontdruk geboord. Tevens valt op dat de trend bij drukopnemers P12 en P11 anders zijn dan de trend bij de overige drukopnemers. De vaste drukopnemers kunnen dus niet zonder meer worden gebruikt voor het bepalen van de dichtheid aan het boorfront over het meetveld. Temperatuur boorspoeling (grafiek 13TT) Uit deze grafiek blijkt dat de temperatuur daalt gedurende het weekend dat viel tijdens de passage van het meetveld Zuid. Totale groutvolumina en gemiddelde groutdruk (grafiek 14XG) Er is met een behoorlijke groutdruk grout geïnjecteerd in de staartspleet. Ook is er redelijk veel grout verbruikt gedurende de passage. De gemeten groutdruk en -volumina nemen toe gedurende het passeren van het meetveld. Toerental snijrad (grafiek 15XT) Het toerental heeft behoorlijk gevarieerd tijdens de passage van het meetveld. Het toerental varieerde tussen de 1,1 en 1,8 omwentelingen per minuut. Toerental snijrad (grafiek 15TT) Zie grafiek 15XT. Snijdiepte (grafiek 17XS) De snijdiepte heeft behoorlijk gevarieerd tijdens de passage van het meetveld. De oorzaak hiervan is dat de snijdiepte afhankelijk is van de snelheid en het toerental van het snijrad die eveneens variëren.
67
Temperatuur - dichtheid diagram Er valt geen relatie waar te nemen tussen de temperatuur en de dichtheid. De dichtheid lijkt niet door de temperatuur van de slurry te worden beïnvloed. Opvoerhoogte - dichtheid diagram Er valt een relatie waar te nemen tussen de dichtheid en de opvoerhoogte van de aan- en de afvoerleiding. Omdat echter de dichtheid in de aan- en afvoerleiding ook toeneemt met de leidinglengte kan de relatie ook worden veroorzaakt door het toenemen van de leidinglengte. Koppel op snijrad - snijdiepte - diagram De grafiek laat een behoorlijke puntenwolk zien. Er is geen verband waar te nemen tussen de snijdiepte en het koppel. Hieruit kan worden geconcludeerd dat de snijkrachten klein zijn. Er is een ander koppel dat het koppel op het snijrad bepaald. Mogelijk is dit een koppel dat wordt veroorzaakt door een grondprop. Axiale krachten snijdiepte diagram Uit de grafiek blijkt dat er geen verband valt waar te nemen tussen de snijdiepte en de gemeten kracht op het snijrad. Ook dit bevestigt de indruk dat de snijkrachten klein zijn. De kracht op het snijrad wordt voor een deel bepaald door de druk op het lagerhuis en mogelijk voor een deel door een grondprop. Koppel op snijrad - omloop diagram Uit de grafiek blijkt dat het koppel op het snijrad niet is gerelateerd aan de omloopsnelheid. Axiale krachten - frontdruk diagram De exacte frontdruk was moeilijk te bepalen omdat de dichtheid van de slurry aan het boorfront niet nauwkeurig genoeg te bepalen was. Derhalve is de frontdruk afgeschat op basis van de druk in de HK-drukopnemer in de mengkamer van de TBM en een gemiddelde dichtheid over het meetveld van 1280 kg/m3. Voor ring 547 is een dichtheid van 1290 kg/m 3 gemeten. Uit 6XDHK blijkt dat dit ongeveer het gemiddelde is van beide berekende dichtheden. In de grafiek is tevens de frontdrukkracht op het lagerhuis weergegeven tegen de frontdruk. Uit de grafiek blijkt dat er een relatie bestaat tussen de frontdruk en de kracht op het lagerhuis. De kracht op het snijrad is dus afhankelijk van de frontdruk en wordt (vermoedelijk) veroorzaakt door de drukkracht op het lagerhuis. In de grafiek staan ook de gemeten totaalkrachten op de hoofdvijzels en de kracht op de TBM ten gevolge van het drukverschil tussen het front en de machinekamer. Het verschil tussen de gemeten totaalkrachten op de hoofdvijzels en de theoretische druk ten gevolge van de frontdruk is circa 6500 à 10.000 kN. Het grootste deel van dit verschil is de wandwrijving van de TBM. (Het verschil tussen de gemeten kracht op het snijrad en de drukkracht op het lagerhuis is circa 600 kN (dit is dus de snijkracht en de kracht van een eventuele grondprop), de groutdrukkracht is circa -650 kN en de zwaartekracht op de TBM en volgtrein is circa 300 kN). Dit betekent dat er circa 250 kN van het verschil moet worden afgetrokken. Wat tevens opvalt is dat het verschil tussen de totaalkracht op de hoofdvijzels en de theoretische druk ten gevolge van de frontdruk kleiner wordt bij toenemende frontdruk.
68
Opvallend is dat bij deze passage de wrijvingskracht groter is dan de wrijvingskracht bij meetveld Noord. Wel wordt opgemerkt dat bij de berekening van de wrijvingskracht langs de mantel bij meetveld Noord geen rekening is gehouden met de kracht van de boorvloeistof op het lagerhuis. Hierdoor is de wrijvingskracht circa 2000 kN groter bij meetveld Noord (dus bij ring 80 is de wrijvingskracht circa 5200 kN i.p.v. 3200 kN). Mogelijk is de wrijvingsfactor groter geworden door het roesten van het staal en mogelijke verkleving van grout rondom het schild tijdens de langere perioden van stilstand. Een andere factor kan de wrijving ten gevolge van de wrijving van de staalborstels met de lining zijn. Deze staalborstels zijn halverwege de eerste passage in de TBM gebouwd omdat de staartafdichting niet goed functioneerde. Koppel - frontdruk diagram Uit de grafiek blijkt dat er geen relatie is tussen de frontdruk en het koppel op het snijrad. Opvoerhoogte - debiet diagram Uit de grafiek blijkt dat er nauwelijks een relatie bestaat tussen de opvoerhoogte en het debiet. Indien ook de gemeten waarden van het eerste meetveld worden meegenomen blijkt er geen verband te bestaan. Mogelijke oorzaak kan zijn dat de dichtheid invloed heeft op de pompkromme. Ook wordt opgemerkt dat de variatie in het debiet erg klein is. Hierdoor wordt het moeilijk de pompkromme te onderscheiden.
69
7
EXTREME WAARNEMINGEN TIJDENS DE PASSAGE VAN HET GEHELE MEETVELD
De extreme waarnemingen zijn meegenomen in het voorgaande hoofdstuk, voor zover relevant.
70
8
CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN
8.1
Conclusies stabiliteit boorfront
8.1.1 Frontdruk Er wordt met een hogere frontdruk geboord dan aangenomen in de predicties. De gemeten frontdruk komt ongeveer overeen met de neutrale gronddruk. Dit is ook bij meetveld Noord geconstateerd. De boorfrontdruk wordt blijkbaar gelijk gesteld aan de neutrale gronddruk. 8.1.2 Axiale krachtenbalans Het grootste deel van de krachten op de snijradvijzels wordt veroorzaakt door de bentonietdruk op het lagerhuis (circa 70 %). Dit betekent dat de snijkrachten en de kracht door de verdringing van een grondprop relatief klein zijn geweest. waarschijnlijk leveren de slepende (niet-snijdende) elementen een behoorlijk deel van de resterende (30%) axiale kracht op de snijradvijzels. In predictierapport K100-W-047 is geen rekening gehouden met de alzijdige waterspanning bij de bepaling van de verdringing van een grondprop. Door het boorproces stijgt echter de waterspanning in de omgeving van het boorfront. Eigenlijk dient deze extra waterspanningsverhoging ook in de formule te worden meegenomen. Tevens is de bezwijkspanning een vectoriële spanning en dient dus ook de tangentiële kracht op de grondprop in rekening te worden gebracht. De wandwrijving is hoger dan uit de aangepaste predictie volgt. Het predictiemodel voldoet derhalve niet. Er is geen duidelijke relatie te leggen tussen de wandwrijvingskracht en het injecteren van bentoniet rondom de schil van de TBM. 8.1.3 Tangentiële krachtenbalans De wrijvingskracht is een vectoriële kracht. Bij stilstand van de TBM kan de TBM een grote tangentiële wrijvingskracht opnemen. Indien de TBM echter voorruit gaat (vortrieb) wordt de wandwrijving in axiale richting overwonnen. De wandwrijving in tangentiële richting is dan erg klein omdat de verplaatsing van de TBM in tangentiële richting klein is ten opzichte van de verplaatsing in axiale richting. Dit betekent dat een groot deel van het snijradkoppel via de vijzels door de tunnellining is opgenomen. Het bepalen van de wrijvingskracht is een niet statisch probleem afhankelijk van de rotatie van de TBM, vervormingen van de tunnellining en de scheefstand van en de normaalkracht in de vijzels. Op basis van het gemeten koppel kan worden geconcludeerd dat de slepende elementen en de eventuele aanwezigheid van een grondprop verantwoordelijk zijn voor een koppel van circa 360 kNm. 8.1.4 Drukverdeling mengkamer Het voorspelde dichtheidsverschil in de mengkamer is niet geconstateerd. De dichtheid in de mengkamer is redelijk homogeen. De gemiddelde dichtheid in de mengkamer is 1290 kg/m 3 voor ring 547. De gemiddelde dichtheid in de transportleiding is 1110 kg/m 3. Er is dus een dichtheidsverschil tussen de slurry in de mengkamer en de slurry in de werkkamer. Dit verschil wordt waarschijnlijk veroorzaakt doordat bentoniet vlak bij de zuigmond van de afvoerleiding wordt geïnjecteerd in de werkkamer.
71
8.1.5 Waterspanningen De indringdiepte van de bentoniet in de grond kan niet worden bepaald op basis van de metingen. De waterspanningen voor het boorfront worden niet zo goed voorspeld voor waterspanningsmeter 1, in tegenstelling tot de waterspanningen voor het boorfront voor WSM 5 in meetveld Noord. De waterspanningen in klei (waterspanningsmeter 3) laten een ongedraineerd gedrag van de klei zien. De waterspaningsmeter (3) in klei heeft waarschijnlijk een afwijking van circa 30 kPa gehad. Voor de invloed van de onderdruk op de stabiliteit van het boorfront is geen aangepaste predictie gemaakt. Derhalve kan de predictiemethode niet worden vergeleken met de waarnemingen.
8.2
Conclusies effectiviteit van het boorproces
8.2.1 Slijtage snijelementen Verificatie van de slijtage van de snijelementen kan pas plaatsvinden wanneer de gebruikte snijelementen beschikbaar komen voor laboratoriumonderzoek. Voor het verifiëren van het predictiemodel is het noodzakelijk om de contactdruk op de snijtanden te weten tijdens het boorproces. Deze wordt niet gemeten en zal dus moeten worden afgeschat. 8.2.2 Pompen en leidingen Op basis van de waterspanningsmetingen kan worden geconcludeerd dat bentoniet/slurry in het boorfront dringt en dat een gedeelte van het oorspronkelijk aanwezige grondwater zal worden verdrongen. De gemeten opvoerhoogte van de pompen wijkt erg af van de berekende waarden. De statische opvoerhoogte, de frontdruk en het bochtverlies zullen naar waarschijnlijkheid ook redelijk kloppen. Mogelijke oorzaken zijn het niet juist functioneren van de drukmeters aan de zuig en perszijde van de pompen, de onnauwkeurigheid waarmee de fanningsconstanten zijn te bepalen, de uitstroomverliezen zijn groter dan aangenomen. Mogelijk kan ook een ander onbekend proces in de leiding een extra drukverlies veroorzaken. Dit is echter onwaarschijnlijk. Met de drukverschilmeter wordt een lager leidingverlies gemeten dan is berekend op basis van de aangepaste predictie. Echter op basis van de gemeten manometrische opvoerhoogte voor de afvoerleiding zou men juist op een hogere waarde voor het leidingverlies uitkomen of één of meerdere andere verliezen (bochtverliezen, uitstroomverliezen, pompverlies etc) is verkeerd berekend. Een andere mogelijkheid is dat de metingen niet nauwkeurig genoeg zijn. 8.3
Conclusies evaluatie volledige meetveld
-
Het boorproces door het meetveld kan als uniform worden beschouwd: er hebben zich geen excessieve omstandigheden voorgedaan. De frontdruk neemt af naarmate de TBM hoger komt te liggen. Aan het begin van het meetveld is een paar ringen een hogere frontdruk toegepast. Halverwege het meetveld is de frontdruk behoorlijk verlaagd.
-
72
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Het aandrijfkoppel heeft behoorlijk gevarieerd over het meetveld. De oorzaak hiervan is onduidelijk. Tijdens het grondonderzoek is gebleken dat de grondopbouw nogal varieerd over meetveld zuid. Zowel voor de bentoniet-aanvoer als voor de slurry-afvoer neemt de dichtheid toe naarmate het ringnummer toeneemt. Dit kan erop duiden dat de bentonietspoeling steeds meer vervuild raakt. Het verschil in dichtheid neemt af naarmate het ringnummer toeneemt. De boor komt steeds meer in grondlaag 16 te liggen met een dichtheid van 1800 kg/m³ in plaats van 2050 kg/m³ (grondlaag 18). De totaalkracht op de snijradvijzels neemt af naarmate de TBM hoger komt te liggen. Bij de ringen waar de oversnijders hebben uitgestaan zijn de snijradkrachten iets hoger dan bij de overige ringen, met name bij ring 545 is de snijkracht circa 400 à 500 kN hoger dan bij de ringen voordat en nadat de oversnijders uit stonden. Bij de overige ringen waar de oversnijders uit stonden is dit circa 200 kN, waarbij wordt opgemerkt dat dit binnen de afwijking valt die over het hele meetveld wordt geconstateerd. De totaalkracht op de hoofdvijzels van de TBM geven een nogal grillig beeld te zien over het meetveld. Er is geen verband tussen de mate van bentoniet-injectie rondom de mantel van de TBM en de totaalkracht op de hoofdvijzels. De ringen dat de oversnijder(s) zijn gebruikt (ring 545 t/m ring 548) is de totaalkracht op de hoofdvijzels significant lager. De afname is circa 2500 à 3000 kN. De totaalkracht op de hoofdvijzels neemt gelijk weer toe bij het boren van de ring waar het snijrad weer is teruggetrokken (ring 548). De exacte frontdruk was moeilijk te bepalen omdat de dichtheid van de slurry aan het boorfront niet nauwkeurig genoeg te bepalen was. Derhalve is de frontdruk afgeschat op basis van de druk in de HK-drukopnemer in de mengkamer van de TBM en een gemiddelde dichtheid over het meetveld van 1280 kg/m 3. De kracht op het snijrad is afhankelijk van de frontdruk. Circa 70% van de snijradkracht wordt veroorzaakt door de drukkracht op het lagerhuis. Het verschil tussen de gemeten totaalkrachten op de hoofdvijzels en de theoretische druk ten gevolge van de frontdruk is circa 6500 à 10.000 kN. Het grootste deel van dit verschil is de wandwrijving van de TBM. Wat tevens opvalt is dat het verschil tussen de totaalkracht op de hoofdvijzels en de theoretische druk ten gevolge van de frontdruk kleiner wordt bij toenemende frontdruk. Opvallend is dat bij deze passage de wrijvingskracht groter is dan de wrijvingskracht bij meetveld Noord. Mogelijk is de wrijvingsfactor groter geworden door het roesten van het staal en mogelijke verkleving van grout rondom het schild tijdens de langere perioden van stilstand. Een andere factor kan de wrijving ten gevolge van de wrijving van de staalborstels met de lining zijn. Deze staalborstels zijn halverwege de eerste passage in de TBM gebouwd omdat de staartafdichting niet goed functioneerde. De voortgangssnelheid heeft nogal gevarieerd over het meetveld. Het aandrijfkoppel varieert nogal over het meetveld. De handmatig gemeten groutvolumes en de gemiddelde groutdruk waarmee de grout is geinjecteerd nemen toe tijdens de passage van het meetveld. Er is met een behoorlijke groutdruk grout geïnjecteerd in de staartspleet. Ook is er redelijk veel grout verbruikt gedurende de passage.
73
8.4 -
-
-
-
-
Aanbevelingen volgende meetveld Mogelijk hebben de WL-drukopnemers een nulpuntsafwijking. Ogenschijnlijk wordt het drukverschil (de span) wel goed weergegeven. De WL drukopnemers kunnen misschien gecorrigeerd worden aan de hand van HK drukopnemers, en de dichtheid in de mengkamer bepaald uit de WL drukopnemers op het snijrad. Het verdient de aanbeveling de drukopnemers voor het boren van de tweede buis opnieuw te ijken en uit te zoeken in hoeverre deze opnemers betrouwbare informatie aan kunnen leveren. Aanbevolen wordt grafieken te maken met het de plaats van injecteren van de bentoniet in de mengkamer. Er komen gegevens via de HK-data binnen (kanaal 60 en 61) waar het debiet gemeten wordt door de spuitlans in de as van de TBM en de spuitlanzen in de spaken van de TBM. De rest wordt (vermoedelijk) geïnjecteerd tussen het duikschot en het drukschot, of direct kort gesloten met de afvoerleiding. Wellicht kan de fanningsconstante nauwkeuriger worden bepaald voor de afvoerleiding indien de viscositeit en vloeigrens van de slurry worden gemeten. Om een goede evaluatie te kunnen maken van de effectiviteit van pompen en leidingen dienen de pompkrommen van de aan- en de afvoerpomp ter beschikking te worden gesteld. Indien het oppervlak van de doorstroomopening van de spuitlanzen in de mengkamer bekend is kan beter het uitstroomverlies worden berekend. Aanbevolen wordt om de dichtheid in volgende meetvelden te bepalen op basis van de standaard afwijking van de WL drukopnemers op het snijrad. Samen met de HKdrukopnemer in de mengkamer kan dan de frontdruk worden bepaald. Op basis van dezelfde methode kan ook voor dit meetveld nog achteraf de frontdruk worden bepaald bijvoorbeeld voor de eerste orde evaluatie. Mogelijk kan meer inzicht in de axiale kracht door verdringing van een grondprop en de axiale kracht op de snijelementen worden verkregen indien ook tijdens het opstarten, tijdens het stoppen en tijdens stilstand van de TBM de Herrenknecht-data beschikbaar komen.
8.5 Aanbevelingen voor de eerste orde evaluatie Voor een aantal waarnemingen van de waterspanningsmeters is vermoedelijk de afstand tot het boorfront niet goed berekend. Aanbevolen wordt dit alsnog te corrigeren. Aanbevolen wordt in de eerste orde evaluatie alsnog het onderdeel pompen en leidingen te evalueren voor meetveld Noord, op basis van gecorrigeerde gegevens van de dichtheidsmeters. Aanbevolen wordt voor de eerste orde evaluatie de volgende opdeling te maken: - Stabiliteit boorfront: . per meetgebied: - evaluatie van een gemiddelde ring; - evaluatie van het gehele meetgebied; - evaluatie van extreme waarnemingen in het meetgebied. . voor alle meetgebieden: evaluatie van de voorspellingswaarde van de predicties voor de verschillende grondtypen.
74
- Effectiviteit boorproces: . per meetgebied: - evaluatie van een gemiddelde ring; - evaluatie van het gehele meetgebied; - evaluatie van extreme waarnemingen in het meetgebied. . voor alle meetgebieden: evaluatie van de voorspellingswaarde van de predicties waarbij de gegevens van de eerder genoemde gemiddelde ringen van alle meetgebieden worden geïntegreerd. 8.6 Aanbevelingen m.b.t. de inzet tijdens de volgende meetvelden Indien geen verandering komt in de hoeveelheid te verwerken meetdata wordt aanbevolen iemand elke dag aanwezig te laten zijn voor het verwerken van de meetdata (gemiddeld circa 4 à 5 uur per dag) en het uitvoeren van eenvoudige evaluaties (gemiddeld circa 2 tot 3 uur per dag) in een rustige omgeving en elke dag iemand 's middags circa 3 à 4 uur aanwezig te laten zijn voor het presenteren van de meetgegevens en de evaluaties in het meetoverleg. Voor overleg en overdracht dienen beide nog circa 1 uur per dag uit te trekken.
8.7 -
-
-
Aanbevelingen uitvoeren postdicties Geadviseerd wordt een postdictie uit te voeren om de kracht op de slepende (nietsnijdende) snijelementen te bepalen, omdat dit niet is meegenomen in de predicties. Wanneer uit de postdictie blijkt dat de krachtenbalans van de snijradvijzels kloppend is, door de toevoeging van de sleepkracht, is een postdictie naar een grondprop in zand overbodig. In de predicties van de grondprop is de waterspanning niet in mindering gebracht op de frontdruk. Tevens is de bezwijkspanning een vectoriële spanning, bestaande uit een tangentiële en axiale component. Aanbevolen wordt een postdictie uit te voeren waarin beide aspecten worden meegenomen. Het indringen van bentoniet in het boorfront is niet meegenomen in de predicties en is vermoedelijk wel van invloed. De viscositeit, de vloeispanning, de concentratie zand in de slurry en nog een aantal waarden zullen anders zijn. Geadviseerd wordt indien meer duidelijkheid wordt verkregen omtrent de indringdiepte van de bentoniet tijdens het boren, een postdictie te doen waarin dit proces wel wordt meegenomen.
75
LITERATUUR K100-01 K-100-W-014
Instumentatie- en meetplan, K100-01, werkrapport, maart 1995, PBBT Invloed ontgravingsproces op grootte en vervormingsgraad productie-eenheden K-100-W-015 Invloed waterspanningen op stabiliteit boorfront K-100-W-016 Predictie Slijtage van snijtanden K-100-W-017 Axiale en tangentiële wrijving langs de omtrek van de TBM K-100-W-023 Benodigde slurrydruk voor boorfront K-100-W-024 Benodigde slurrydruk voor boorfront K-100-W-028 Benodigde slurrydruk voor boorfront K-100-W-033 Predicties boorspoeling K-100-W-034 Stromingsprocessen in mengkamer TBM K-100-W-035 Bepaling van de effectiviteit van de pompen en transportleidingen K-100-W-038 Oplegnotitie bij predicties boortechnologie K-100-W-042 Prevaluatie onderzoek boortunnels, juni 1996, MTI K-100-W-047 Predictie koppel en aandrukkrachten TBM K-100-W-057 Presentatie TBM metingen eerste passage meetveld Noord K-100-W-058 Evaluatie boortechnologie, traject I, Meetveld Noord K-100-W-065 Evaluatie tunnelconstructie, deel 2, november 1997 K-100-W-068 Presentatie TBM metingen eerste passage meetveld Zuid BTL rapportOntgraving, WL rapport, Mastbergen, D.R. en Bisschop, F., augustus 1995 Fugro Metingen en evaluaties boortechnologie Tweede Heinenoordtunnel, N0375/020 CUR COB K100 Evaluatieplan K100 'Praktijkonderzoek Boortunnels' TEC Notitie: Weergave meetresultaten 2e Heinenoordtunnel, 490.20.10X GD Additioneel Grondonderzoek fase 2, Grondmechanica Delft, 1995 PBBT Parameterset voor de predicties, definitief rapport, 21 juni 1995 PBBT Appendix I bij de parameterset voor de predicties, augustus 1995
76
