Page 1

JAARGANG 20

NUMMER 1 JANUARI 2016

ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR HET GEOTECHNISCHE WERKVELD

EFFECT VAN TIJDSAFHANKELIJKHEID OP PIPING BIJ ZEEDIJKEN

AANVULLENDE PARAMETERS METEN IN EEN ENKELE SONDERING

FUNDERINGSONTWERP CAROLINABRUG IN SURINAME

GEOTECHNISCH RISICO MANAGEMENT VOOR UITBREIDING MUSEUM ‘ONS’ LIEVE HEER OP SOLDER’ TE AMSTERDAM

I N C LU S I E F

kunst


Van de redactie Beste lezers, Het blad Geotechniek is begonnen aan een nieuwe jaargang, de 20e welgeteld. Een vierde lustrum, een jubileum, een mijlpaal, hoe mooi is dat! Dit nodigt natuurlijk uit om diep te gaan graven in onze geschiedenis. Ons vakgebied is natuurlijk al veel ouder, maar het mooie van een vakblad is namelijk dat je eens terug kan kijken in de tijd. Letterlijk terug kijken voor degenen die nog alle hardkopies hebben bewaard, niet alleen handig maar ook leuk. Wat ook handig is dat de edities terug te vinden zijn op de aan het vakblad gerelateerde website.

diepwanden en bouwkuipen, Geoimpuls, Eurocode, en meer recent geïnduceerde aardbevingen en verweking. En het mooie is dat de meeste onderzoeken rechtstreeks zijn te koppelen aan projecten die in de voorbereidende of uitvoeringsfase zitten. Relevant toegepast onderzoek en onderzoek toegepast in projecten, dat is waar het vakblad Geotechniek over gaat. Dit nummer is daarin niet anders, met artikelen over piping bij zeedijken, over funderingsontwerp, parameterbepaling uit sondering en georiscicomanagement.

Terug kijken is niet alleen nostalgie. Terug kijken binnen ons vakgebied brengt je vaak bij de bepalende personen en boeken. Ik ben zelf een groot fan van Terzaghi & Peck met “Soil Mechanics in Engineering Practice”, van Lambe & Whitman met “Soil Mechanics”, van Holtz & Kovacs met “An Introduction to Geotechnical Engineering”, van Schofield & Wroth met “Critical State Soil mechanics” en eigenlijk nog veel meer. Ik ben dus ook geen fan van paperless office… Waar meer dan in ons vakgebied geldt de uitspraak, als de basis maar goed is. Vanuit die basis zijn fantastische projecten uitgevoerd en vanuit die basis wordt alsmaar meer kennis ontwikkeld.

Vooruit kijken is natuurlijk wat moeilijker. Wat kunnen we zoal verwachten in de 20e jaargang? In ieder geval willen we als redactie in de komende nummers nog eens terug kijken op de afgelopen jaren. Verder hopen wij natuurlijk op een blijvende inzet van iedereen, van lezers die ook zelf artikelen gaan schrijven of reacties inzenden, van bedrijven die het blad willen ondersteunen door sponsoring, en weer anderen die de redactie ondersteunen door reviews en ideeën. Wat vinden we eigenlijk van de Eurocode en EN 9997 in het bijzonder? Op de laatste geotechniekdag ging één van de presentaties daarover, nu is de tijd om daarin onze mening en wensen kenbaar te maken. Ik nodig jullie allemaal uit het vakblad te lezen en vakgebied te beleven.

Terug kijken binnen het vakblad geeft een goede inzage in die projecten en kennis ontwikkeling. Onderzoek naar faalmechanismen van dijken, nieuwe methodieken zoals paalmatrassen, voorspelling van trillingen,

Arny Lengkeek Namens de redactie en Uitgever


Sub-sponsors

Het vakblad Geotechniek komt tot stand m.m.v. KIVI Afdeling Geotechniek Geotechniek

Sub-sponsors

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

CRUX Engineering BV H.J. Nederhorststraat 1 Pedro de Medinalaan 2801 SC G3-c ouda 1086 XK Amster dam (0) Tel. e 0031 (0 182 59 05 10 Te el. 0031 (0)20 494 3070 wow w.cruxbv.nl ww-w.baminfrac nsult.nl

RH.J. endementsweg 15 Nederhorststraat 1 3641 echt 2801 SK SC Mijdr Gouda Tel. el T0031 (0) 29 297 23 11 el. e 0031 (0 182 (0) 595005 10 w.bauernl.nl ww ww w.baminfrac onsult.nl

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

Veilingweg 2 - NL - 5301 KM Zaltbommel Tel. 0031 (0)418 - 57 84 03 Korenmolenlaan 2 Philipssite 5, bus 15 / Ubicenter 3447 GGB W oerden -3001 Leuven Tel. 0031 (0)348 5260 54 Tel. 0032 16-43 60 77 wwwww.w v.dy olkwidag-sy erinfradyesstsems.c ign.nlom ..d

Veilingweg 2 - NL - 5301 KM Zaltbommel Tel. 0031 (0)418 - 57 84 03 Kleidijk 35 site 5, bus 15 / Ubicenter Philips 3161 EK Rhoon B -3001 Leuven Tel. 0031 T (0)10 - 503 el. 0032 1602 6000 77 60 www.mosgeo.c om ysstems.com www.dy ..d widag-sy

Boussinesqweg 1, 2629 HV Delft Tel. 0031 (0)88 - 335 8273 es.nl www..deltarre

4

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Wilhelminakade 179 3072 AP Rotterdam Tel. 0031 (0)10 489 45 30 www..rrotterdam.nl

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

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

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

Klipperweg 14, 6222 PC Maastricht Tel. 0031 (0)43 - 352 76 09 www.huesk ker.c e om

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


Mede-ondersteuners Cofra BV Kwadrantweg 9 1042 AG Amsterdam Postbus 20694 1001 NR Amsterdam Tel. 0031 (0)20 - 693 4596 www.cofra.nl

Geobe be est BV Postbus 427 3640 AK Mijdrecht Tel. 0031 (0)85 - 489 0140 www.geobest.nl ..g

Lankelma Geotechniek Zuid BV

Lameire Funderingstechniek NV

Postbus 38 5688 ZG Oirschot Tel. 0031 (0)499 - 57 85 20 www..lankelma-zuid.nl

Industrielaan 4 9900 Eeklo Tel. 0032 (0) 9 379 72 77 www.lameire.be

PostAca ademisch Onderwijs (PAO)

SBRCURnet

NVAF

Postbus 516 2600 AM Delft Tel. 0031 (0)15 - 303 0500 www.sb . rcurnet.nl

Postbus 440 3840 AK Harderwijk Tel. 0031 (0)341 456 191 www.nvaf.nl

Postbus 5048 2600 GA Delft Tel. 0031 (0)15 - 278 46 18

Va an ‘t Hek Groep o Postbus 88 1462 ZH Middenbeemster Tel. 0031 (0)299 31 30 20 www.vanthek.nl

www..pao.tudelft.nl

Associate Members Members

™Leiderdorp Instruments BV, Leiderdorp ™ ™Votquenne Foundations NV, Dadizele (B) ™

™Geomil Equipment BV, Moordrecht ™JLD Contracting BV, Edam ™ ™Tjaden BV, Heerjansdam ™

Colofon Geotechniek G eotechniek e k iiss een uitgave uiitgave va van n Uitgeverij Educom U itg geveriij E ducom o BV BV

GEOTECHNIEK GE OTECHNIEK JAARGANG J AARGANG 20 – NUMMER NUMMER 1 Januari 2016 Geotechniek is een informatief/promotioneel onafhankelijk vaktijdschrift dat beoogtkennis en ervaring uit te wisselen, inzichtte bevorderen en belangstelling voor het gehele geotechnische vakgebied te kweken. Cover: Fundering Carolinabrug in Suriname, foto Paul Bakker ©

Uitgever/bladmanager Uitg ever/bladmanager Uitgeverij Educom BV R.P.H. Diederiks Redactie Beek, mw. ir. V. van Brassinga, ing. H.E. Broeck, ir. M. van den Diederiks, R.P.H. Heeres, dr. ir. O.M. Hergarden, mw. Ir. I. Lengkeek, ir. A. Meireman, ir. P.

Redactieraad Redactie raad Alboom, ir. G. van Beek, mw. ir. V. van Bouwmeester, Ir. D. Brassinga, ing. H.E. Broeck, ir. M. van den Brouwer, ir. J.W.R. Dalen, ir. J.H. van Deen, dr. J.K. van Diederiks, R.P.H. Duijnen, ing. P. van Graaf, ing. H.C. van de Gunnink, Drs. J.

Heeres, dr. ir. O.M. Hergarden, mw. Ir. I. Jonker, ing. A. Lengkeek, ir. A. Rooduijn, ing. M.P. Schippers, ing. R.J. Smienk, ing. E. Spierenburg, dr. ir. S. Storteboom, O. Vos, mw. ir. M. de Velde, ing. E. van der

Mathenesserlaan 347 3023 GB Rotterdam Tel. 0031 (0)10 - 425 6544 Fax 0031 (0)10 - 425 7225 info@uitgeverijeducom.nl www.uiitgeveriijeducom.nl

Leze rsservice Lezersservice Adresmutaties doorgeven via info@uitgeverijeducom.nl © Copyright Uitgeverij Educom BV Januari 2016 Niets uit deze uitgave mag worden gereproduceerd met welke methode dan ook, zonder schriftelijke toestemming van de uitgever. © ISSN 1386 - 2758

D Distributie istriibutie van vaan G Geotechniek eotechniek in in België wordt word dt mede mede mogelijk mogelijk gemaakt gemaakt door: door:

SMARTGEOTHERM Info : WTCB, ir. Luc François Lombardstraat 42, 1000 Brussel Tel. +32 11 22 50 65 info@bbri.be www.smartgeotherm.be

AABEFvzw ABEF vzw Belgische Vereniging Belgische Vereniging V ereniging Aannemers werken Aannemers A annemersFunderingswerken Funderingswerken Funderings u Cuypersstraat LPriester ombardst raat 34-42 3 Lombardstraat 1040Bru Brussel 1000 ssel Brussel Secretariaat: ww w..abef..be www.abef.be erwin.dupont@telenet.be

5

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

BGGG Belgische Groepering voor Grondmechanica en Geotechniek c/o BBRI, Lozenberg 7 1932 Sint-Stevens-Woluwe bggg@skynet.be


Inhoud 3 Van de Redactie – 13 Kort – 20 KIVI NIRIA rubriek – 21 Column – 26 Ingezonden 30 The Magic of Geotechnics – 32 Normen en waarden – 34 Afstudeerders

GEOTECHNIEK Onafhankelijk vakblad voor het geotechnische werkveld

8

14

Effect van tijdsafhankelijkheid op piping bij zeedijken

Funderingsontwerp Carolinabrug in Suriname

dr. ir. A.R. Koelewijn / ing. J.W. Veenstra / ir. J.J.M. Sluis / ir. E.E. Sirks

ir. D. Bouwmeester / ir. D. Grotegoed ing. N. Goedharting / G.F. van der Woerdt MBA

24

36

Aanvullende parameters meten in een enkele sondering ir. M. Woollard MBA / ir. O. Storteboom

Geotechnisch Risico Management voor uitbreiding museum ‘Ons’ Lieve Heer op Solder’ te Amsterdam Ing. A. Balder / ir. J. Haasnoot

GEOKUNST Onafhankelijk vakblad voor gebruikers van Geokunststoffen

46

50

Lichtgewicht wegophoging voor N222 met unieke fietstunnel

Calibration of partial factors for basal reinforced piled embankments

dr.ir. M. Duskov / ing. J. Tameling / D. van der Linde

Ing. P. van Duijnen / Dr. Ir. T. Schweckendiek / Ir. E. Calle / Dr. Ir. S. van Eeleken

7

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


Resultaten monitoringsproef op Ameland

Effect van tijdsafhankelijkheid op piping bij zeedijken

ir. J.J.M. Sluis Specialist Geotechniek Witteveen+Bos

ir. E.E. Sirks Specialist Waterkeringen, Witteveen+Bos

dr. ir. A.R. Koelewijn Specialist R&D, Deltares

ing. J.W. Veenstra Projectleider Wetterskip Fryslân

Figuur 1 – Dijkringgebied Ameland en locatie van de monitoringsproef (dijksectie 6).

Figuur 2 – Bovenaanzicht van de dijksectie en de locatie van de meetinstrumenten.

Inleiding Wetterskip Fryslân heeft de Waddenzeedijk van Ameland in de tweede toetsronde afgekeurd over praktisch de gehele lengte van 16,6 km. De dijk wordt versterkt binnen het Hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP). Over een traject van 300 m (van km 6,8 tot km 7,1 in dijksectie 6, zie figuur 1) waren in de planstudie oorspronkelijk pipingmaatregelen voorzien in de vorm van een damwand. Door bestaande bebouwing kan een berm op deze locatie niet aangebracht worden. Wetterskip Fryslân is de beheerder van de dijk en heeft opdracht gegeven voor het uitvoeren van een monitoringsproef op deze dijksectie. Witteveen+Bos heeft dit onderzoek uitgevoerd in de periode van 15 november 2012 tot 1 april 2015 in samenwerking met Deltares en Fugro. Het doel van het onderzoek was het verkrijgen van inzicht in: 1. de invloed van een variërende buitenwaterstand op de waterspanningen in het watervoerende pakket en daarmee op de veiligheid tegen piping; 2. de optimalisatiemogelijkheden van de voorziene versterkingsmaatregelen.

Beschrijving monitoringsproef De meetlocatie ligt nabij de Ballumerbocht en wordt gekenmerkt door een intergetijdegeul die

vlak tegen de buitenteen van de dijk aan ligt. De bodem en dijk bestaan uit overwegend zand. Rond NAP -2,0 m is een slecht doorlatende laag aanwezig bestaande uit kleiig zand. Medio november 2012 zijn drie raaien uitgezet met in totaal twaalf waterspanningsmeters (WSM01 t/m WSM12) en drie peilbuizen (PB01 t/m PB03), zie figuur 2. De instrumenten zijn aangebracht in het watervoerende pakket. In de zomer van 2014 zijn in de middelste raai over een periode van vier weken drie extra peilbuizen (PB04 t/m PB06) geplaatst boven de slecht doorlatende laag om beter inzicht te krijgen in de geohydrologische interactie tussen de freatische lijn en de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket, zie figuur 3.

Dit is deels te verklaren door de intreeweerstand van het wad. De amplitudes van de gemeten stijghoogtes in de dijk zijn nagenoeg gelijk, de demping richting het achterland is beperkt en de teensloot blijkt weinig invloed te hebben op het stijghoogteverloop. Figuur 5 geeft de respons weer van zowel de instrumenten onder als boven de afsluitende laag. In de afbeelding is duidelijk een verschil te zien in de gemeten respons. Hieruit is geconcludeerd dat de afsluitende laag onder de gehele dijk en de teensloot aanwezig is en tot ver in het achterland doorloopt, aangezien de geohydrologische interactie tussen de freatische lijn en de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket beperkt is.

Analyse geohydrologisch systeem

Analyse stijghoogteverloop watervoerend pakket

Op basis van de meetdata is het geohydrologische systeem ter plaatse van de dijksectie geanalyseerd. Figuur 4 toont het verloop van de buitenwaterstand (BWS) met bijbehorende respons in de meters van raai 2 tijdens een gemiddeld getij. Het verschil tussen de amplitude van de buitenwaterstand en de amplitude van de stijghoogte ter plaatse van de waterspanningsmeters is groot.

De huidige rekenmodellen voor grondwaterstroming in combinatie met piping zijn gericht op stationaire stromingssituaties en gaan uit van een ‘constante’ buitenwaterstand. Bij rivierdijken is dit een goede benadering, omdat een hoge rivierafvoer in de regel vijf tot tien dagen aanhoudt. Bij een zeedijk duurt de stormopzet doorgaans niet meer dan drie dagen en kent het getij een cyclus van twaalf uur en vijfentwintig minuten. De water-

8

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


Samenvatting beoordeling is daardoor conservatief voor zeedijken. In de monitoringsproef Waddenzeedijk Ameland zijn verschillende methoden met elkaar vergeleken om het tijdsafhankelijke effect van de buitenwaterstand mee te nemen in de pipingbeoordeling. Dit heeft ertoe geleid dat op deze locatie eerder voorziene versterkingsmaatregelen in de vorm van damwandconstructies achterwege kunnen blijven.

Rekenmodellen voor grondwaterstroming in combinatie met piping zijn gericht op stationaire stromingssituaties en gaan doorgaans uit van een constante buitenwaterstand. Zeedijken worden echter belast door een relatief kortdurende hoogwatergolf. De waterspanningen in het watervoerende pakket bereiken als gevolg van deze korte duur niet de stationaire waarde. Uitgaan van een constante buitenwaterstand in een piping-

Tijdens de meetperiode traden twee relatief zware stormen op. Gedurende de storm op 6 december 2013 bereikte de buitenwaterstand een waarde van NAP +3,31 m en tijdens de storm van 22 oktober 2014 steeg het water tot NAP +3,15 m. De vijf methoden zijn gevalideerd op minimaal één van de twee stormen.

op fysisch-mathematische wijze het proces waarbij waterspanningen onder de dijk zich voortplanten naar het achterland. Met deze methode zijn peilbuismetingen te interpreteren en te extrapoleren. In de methode wordt met een lekfactor (λw) een exponentiële functie gefit. Doordat op de meetlocatie de amplitudedemping richting het achterland beperkt is, wordt bij deze methode een relatief grote lekfactor gevonden. De methode is daarom minder goed toepasbaar voor deze locatie. Bovendien is het peil in de polder relatief hoog ten opzichte van de gemiddelde zeewaterstand, waardoor de keuze van de (getij)golf waarop de functie wordt gefit, veel invloed heeft op het verloop. Extrapolatie naar ontwerpomstandigheden geeft daarom met deze methode een grote spreiding.

hoogte [m+NAP ]

spanningen in het watervoerende pakket bereiken als gevolg daarvan niet een stationaire toestand. Dit wordt ook wel het tijdsafhankelijke effect genoemd. Een betrouwbare schatting van het stijghoogteverloop in het watervoerende pakket is nodig om het tijdsafhankelijke effect in rekening te kunnen brengen in de veiligheidsbeoordeling van het faalmechanisme piping. In dit onderzoek zijn de volgende vijf methoden toegepast om het gemeten stijghoogteverloop te analyseren en te extrapoleren naar ontwerpomstandigheden: 1. analytisch conform TRWD 2. directe extrapolatie 3. methode Scheldestromen 4. frequentieanalyse 5. PlaxFlow

METHODE 1: ANALYTISCH CONFORM TRWD

Het Technisch rapport waterspanningen bij dijken (TRWD) [ref. 4.] beschrijft een analytische methode om het verloop van de waterspanningen in het watervoerende pakket te schematiseren op basis van responsmetingen. De methode beschrijft

7 6 5 4 3 2 1 0 -1 -2 -3 -4 -50

-40

-30

-20

-10

2,5

PB04

PB05

WSM08

WSM07 + PB02

0

10 20 30 40 afs tand uit buitenteen [m]

PB06 WSM06 50

60

WSM05 70

80

90

100

1,2

1,5 1,0 BWS

0,5

WSM08 WSM07

0,0

WSM06 WSM05

-0,5 -1,0

04-11-2013

05-11-2013 datum

06-11-2013

s tijghoogte en freatis che waters tand [m+NAP ]

buitenwaters tand en s tijghoogte [m+NA P ]

De methode ‘directe extrapolatie’ is een relatief eenvoudige methode waarbij per getij een lokaal minimum en een lokaal maximum bepaald wordt voor zowel de buitenwaterstand als de responsmeting. Per piek kan een extrapolatiefactor worden afgeleid. Een statistische analyse op de individuele extrapolatiefactors leidt vervolgens tot een algemene relatie tussen buitenwaterstand en respons. De methode is gevalideerd op beide stormen. Hierbij werd de respons onderschat. De onderschatting komt met name doordat de methode geen rekening houdt met de grotere invloed van een stormopzet op de stijghoogtes ten opzichte van een getijgolf. De aanname dat de waterstand lineair reageert op de buitenwaterstand is daardoor onjuist. De methode levert daardoor een onveilige schatting van het stijghoogteverloop.

Figuur 3 – Geschematiseerde dwarsdoorsnede met de locatie van de meetinstrumenten (raai 2).

2,0

-1,5 03-11-2013

METHODE 2: DIRECTE EXTRAPOLATIE

0,8

0,4

WSM08 (onder) -0,4

WSM07 (onder) PB04 (boven)

-0,8

PB05 (boven)

-1,2

-1,6 19-07-2014

07-11-2013

BWS

0,0

20-07-2014

21-07-2014

22-07-2014

datum

Figuur 4 – Respons waterspanningsmeters in het watervoerende pakket op de buitenwaterstand onder dagelijkse omstandigheden (raai 2).

9

Figuur 5 – Respons van meetinstrumenten boven en onder de afsluitende laag onder dagelijkse omstandigheden (raai 2).

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


METHODE 3: METHODE SCHELDESTROMEN

De methode ‘Scheldestromen’ is door Waterschap Scheldestromen ontwikkeld en toegepast in de verlengde derde toetsronde. De individuele meetreeksen van de waterspanningsmeters zijn daarvoor opgedeeld in een quasi-statisch deel en een dynamisch deel, zie figuur 6. Vervolgens is de faseverschuiving tussen buitenwaterstand en stijghoogte geneutraliseerd door de datapunten van de waterspanningsmeting te verschuiven in de tijd ten opzichte van de buitenwaterstand. Door het wegnemen van de faseverschuiving volgt een optimale relatie tussen de maximale buitenwaterstand en de maximaal gemeten stijghoogte, zie figuur 7. Voor het extrapoleren naar ontwerpomstandigheden zijn de individuele bijdragen van de quasi-statische en dynamische component van de buitenwaterstand bij elkaar opgeteld. De methode Scheldestromen geeft voor beide stormen een overschatting van de gemeten respons tot enkele decimeters. Er is geen directe verklaring hiervoor, maar de methode lijkt erg gevoelig voor de kwaliteit van de data. De stati-

METHODE 4: FREQUENTIEANALYSE

De methode ‘frequentieanalyse’ heeft een aantal overeenkomsten met de methode Scheldestromen. Het scheiden van twee componenten uit de meetdata en het verschuiven van de meetreeks in de tijd komen in beide methoden voor. De wijze waarop de componenten worden gescheiden en de meetreeks wordt verschoven, is echter anders. Deze methode maakt gebruik van het frequentiedomein en kruiscorrelaties. De invloed van het dubbeldaags getij is periodiek en kan gezien worden als een harmonische component; het dynamische gedeelte. Daarom is gekozen om deze componenten te scheiden van het quasistatische deel [ref. 2], zie figuur 8. Vervolgens is voor iedere meetreeks het dynamische deel uitgezet tegen het dynamische deel van de buitenwaterstand. De tijdsverschuiving tussen de meetreeks en de buitenwaterstand is met kruiscorrelatie bepaald. De meetreeks is net zo lang verschoven totdat deze kruiscorrelatie maxi-

totaal

Met PlaxFlow kunnen stationaire en tijdsafhankelijke grondwaterstromingsberekeningen gemaakt worden op basis van de eindige elementen methode (EEM). Door het opleggen van hydraulische randvoorwaarden en grondeigenschappen

niet verschoven

dynamisch

0,3

optimaal verschoven

statisch

s tijghoogte [m+NAP ]

0,8

s tijghoogte [m+NAP ]

METHODE 5: PLAXFLOW

0,4

1,2 1,0

maal is. Dit tijdsverschil is ook gebruikt om het faseverschil van het quasi-statische gedeelte te verwijderen, zie figuur 9. De frequentieanalyse is voor deze situatie op Ameland een relatief eenvoudige methode, welke goede resultaten geeft voor de verwachtingswaarde van de stijghoogte. De methode geeft echter niet per definitie een overschatting of onderschatting. Daarnaast heeft de methode als nadeel dat deze een continue meetreeks moet hebben (en dus geen meetgaten mag bevatten), en de getijbeweging van de stijghoogte moet een goede sinusoïde zijn. Dat laatste is echter niet altijd het geval, bijvoorbeeld in situaties waar de stijghoogte wordt beïnvloed door een constant polderpeil. De afwijking tussen een goede sinusoïde en de werkelijke getijdebeweging zorgt ervoor dat de betrouwbaarheid van de methode omlaag gaat.

sche component heeft een grote bijdrage in de totale respons, maar heeft ook een grotere onnauwkeurigheid.

0,6 0,4 0,2

optimaal verschoven - boven knik 0,2

lineaire f it

0,1 0,0 -0,1

0,0

-0,2

-0,2 -0,4 1-10-2013

-0,3 6-10-2013

11-10-2013

16-10-2013 datum

21-10-2013

26-10-2013

-2,0

31-10-2013

Figuur 6 – Opdelen van de totale respons in een dynamische en statische component met de methode Scheldestromen (WSM06).

-1,5

-1,0

-0,5 0,0 0,5 buitenwaters tand [m+NAP ]

1,0

1,5

Figuur 7 – Optimaal verschuiven (kleinste kwadratenmethode) van de dynamische component met de methode Scheldestromen (WSM06). 1,0

1,2

0,8 s tijghoogte [m+NAP ]

dynamisch - niet verschoven dynamisch - optimaal verschoven dynamisch - lineaire f it statisch - optimaal verschoven statisch - lineaire f it

0,8 s tijghoogte [m+NAP ]

1,0

totaal dynamisch statisch

0,6 0,4 0,2

0,6 0,4 0,2 0,0

0,0

-0,2 -0,2 -0,4 01-10-2013

-0,4 06-10-2013

11-10-2013

16-10-2013 datum

21-10-2013

26-10-2013

-2,5

31-10-2013

-2,0

-1,5

-1,0 -0,5 0,0 buitenwaters tand [m+NAP ]

0,5

1,0

1,5

Figuur 8 – Opdelen van de totale respons in een dynamische en statische

Figuur 9 – Optimaal verschuiven van de dynamische- en statische component

component met de methode frequentieanalyse (WSM06).

met de methode frequentieanalyse (WSM06).

10

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


EFFEC T VAN TIJDSAFHANKELIJKHEID OP PIPING BIJ ZEEDIJKEN

1,8 1,6

MHW

1,4

WSM08 - gemeten WSM08 - berekend

1,2

WSM07 - gemeten WSM07 - berekend

1,0

WSM06 - gemeten

slootpeil

WSM06 - berekend

0,8

ǻhi

WSM05 - gemeten

0,6

WSM05 - berekend

0,4

uittreepunt

stijghoogte WSMi

0,2 20-10-2014

21-10-2014

22-10-2014 datum

23-10-2014

24-10-2014

Figuur 10 – Validatie PlaxFlow model met de storm van 22 oktober 2014 (raai 2).

WSMi

Figuur 11 – Schematische weergave van het principe van methode A.

0,000

steady state f low

waterstand

Li

-0,002 gradiënt i tf en i s f [-]

transiënt f low

itf

tijd

steady state f low

1,4

gradiënt steady state f low (i_sf ) Fi = i_tf / i_sf

-0,004

1,2

-0,006

1,0

-0,008

0,8

-0,010

0,6

-0,012

0,4

-0,014

0,2

-0,016

transiënt f low

0,0 -10

Figuur 12 – Schematische weergave van het principe van methode B.

berekent het model de grondwaterstroming. De bijbehorende stijghoogte kan voor verschillende locaties uitgelezen worden. Het model is opgezet en gefit voor een drietal situaties: laag getij, gemiddeld getij en de storm van 6 december 2013. Hiertoe zijn de modelrandvoorwaarden dusdanig gevarieerd zodat een zo goed mogelijke fit van het berekende stijghoogteverloop met het gemeten stijghoogteverloop werd verkregen. De storm van 22 oktober 2014 is gebruikt om het PlaxFlow model te valideren. De berekende waarden zijn samen met de gemeten waarden gepresenteerd in figuur 10. De resultaten uit PlaxFlow komen goed overeen met de gemeten waarden. Tijdens de maatgevende waterstand (piek) is er een maximale afwijking van 10 cm tussen de berekende en de gemeten waterstand. De stijghoogte ter plekke van WSM08 is overschat in de berekening, de stijghoogten ter plekke van de overige waterspanningsmeters zijn onderschat. In deze situatie heeft de afwijking geen negatieve invloed op de veiligheid, omdat de benodigde kwelweglengte is afgeleid op basis van de stijghoogte bij WSM08. De afwijking tussen berekende stijghoogte en werkelijk optredende stijghoogte is een onzekerheid welke meegenomen dient te

1,6 gradiënt transiënt f low (i_tf )

isf

0

10

20

30

40 50 60 70 80 afs tand uit buitenteen [m]

90

100

110

120

Figuur 13 – Gradiënt stijghoogteverloop voor zowel transiënt als steady state flow.

worden in de interpretatie van de veiligheid tegen piping. De methode PlaxFlow voorspelde voor deze locatie het beste het stijghoogteverloop van de tweede storm. Het is de meest geavanceerde methode van de vijf onderzochte methoden door de mogelijkheid om relatief veel randvoorwaarden van het geohydrologische systeem mee te kunnen nemen in de analyse. Dit is tevens ook het nadeel van deze methode; er is namelijk veel kennis van het geohydrologische systeem nodig en er is een storm nodig in de meetperiode om een goed geohydrologisch model op te kunnen zetten. Daarnaast is een tweede storm nodig om het model te valideren. BANDBREEDTE STIJGHOOGTEVERLOOP

De bovenstaande methoden om het stijghoogteverloop in het watervoerende pakket te bepalen, geven een grote spreiding. Sommige methoden overschatten de stijghoogte systematisch (zoals de analytische methode conform TRWD), andere methoden onderschatten de stijghoogte structureel (zoals de directe extrapolatie methode). Het werkelijke stijghoogteverloop zal binnen de gevonden bandbreedte liggen. Op alle afgeleide stijghoogteverlopen is een pipinganalyse uitge-

11

F i = i tf/i s f [-]

buitenwaters tand en s tijghoogte [m+NA P ]

2,0

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

voerd. Deze analyse omvat dus ook de stijghoogteverlopen die de stijghoogte overschatten.

Analyse piping Na het afleiden van het stijghoogteverloop bij maatgevend hoogwater (MHW) is de veiligheid tegen piping beoordeeld. De pipinganalyse is uitgevoerd met twee methoden voor het in rekening brengen van het tijdsafhankelijke effect: methode ‘verval’ en methode ‘gradiënt’. METHODE A: VERVAL

De methode beschouwt per meetlocatie het verval (ΔHi) en de aanwezige kwelweglengte vanaf de meetlocatie tot het uittreepunt (L i), zie figuur 11. De kritische kwelweglengte (L c), gegeven het aanwezige verval (ΔHi), wordt vergeleken met de aanwezige kwelweglengte (L i). Deze aanpak is toegepast in de verlengde derde toetsronde door Waterschap Scheldestromen. METHODE B: GRADIËNT

De methode vermenigvuldigt het aanwezige verval over de waterkering (ΔH) met een factor Fi, welke afhankelijk is van de verhouding tussen de gradiënten voor steady en transiënt flow (zie figuur 12 en formule 1). Deze gradiënten kunnen


worden afgeleid uit de PlaxFlow-modellering. De methode is eerder toegepast bij de planstudie voor de versterking van de Waddenzeedijk van Texel. Formule 1: Fi = itf / isf waarin: isf gradiënt bij steady flow [-] itf gradiënt bij transiënt flow [-] verhouding tussen gradiënten Fi [-] steady en transiënt flow; Fi ≤ 1

Figuur 14 – Mogelijke 4

3

2

1

locaties van het intreepunt.

MHW

extrapolatie TRWD (golf 3)

geul

-140 -130 -120 -110 -100 -90

-80

-70

-60

-50

-40 -30 -20 -10 0 afs tand uit buitenteen [m]

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Tabel 1 – Berekend kwelweglengtetekort [m] (raai 2).

Figuur 13 laat zien dat een factor Fi van circa 0,8 toegepast kan worden ter plaatse van het uittreepunt. De absolute verschillen tussen de gradiënt van de transient flow en de gradiënt van de steady state flow zijn echter klein. De bepaalde waarde van de verhouding tussen deze gradiënten wordt om deze reden niet erg betrouwbaar geacht voor deze meetlocatie. INTREEPUNT

De locatie van het intreepunt is aangenomen op locatie 2 in figuur 14. Locatie 3 zou fysisch gezien de meest realistische keuze zijn. Door het ontbreken van geometrische en geotechnische data is een keuze voor locatie 3 echter niet conservatief. Locatie 1 valt af, omdat de verschillende methoden voor het schematiseren van het stijghoogteverloop aantonen dat het intreeweerstand van het voorland meegenomen mag worden in de bepaling van de kwelweglengte. Locatie 4 volgt uit de toegepaste schematisaties voor het stijghoogteverloop volgens TRWD, maar deze valt af omdat een intreepunt op deze locatie fysisch slecht te onderbouwen is.

stelde pipingregel uit ORZW zou er een kwelweglengtetekort zijn op basis van de berekende stijghoogte conform TRWD. Deze methode geeft in de situatie bij Ameland systematisch een overschatting van de stijghoogte en is daarmee dus conservatief. Alle andere methoden voldoen wel ter plaatse van WSM08.

Voor het uittreepunt is de insteek van de slootbodem aangenomen. Ter plaatse van de teensloot is de kans op opbarsten het meest waarschijnlijk, omdat hier de aanwezige deklaag minimaal is. Het waterpeil in de sloot is tijdens MHW NAP +0,9 m.

Methode B voldoet volgens de vigerende pipingregel, maar niet met de voorgestelde pipingregel uit ORZW. De methode wordt echter voor de situatie bij Ameland niet betrouwbaar geacht vanwege het kleine verschil in gradiënt. De combinaties van deze twee pipingregels, de middels vijf methoden bepaalde stijghoogteverlopen en de twee methoden om het tijdsafhankelijke effect in rekening te brengen, gaven voldoende basis om met vertrouwen te kunnen zeggen dat de dijk voldoet voor het faalmechanisme piping.

Resultaat

Conclusies en aanbevelingen

De vigerende pipingregel (Sellmeijer volgens Technisch rapport zandmeevoerende wellen, TRZW [ref. 3.]) en de voorgestelde pipingregel in het Onderzoeksrapport zandmeevoerende wellen, ORZW [ref. 1.] zijn toegepast. Tabel 1 geeft de resultaten van het bepaalde kwelweglengtetekort in raai 2. Een negatief kwelweglengtetekort betekent dat wordt voldaan aan de benodigde kwelweglengte.

Met behulp van vijf methoden is de gemeten stijghoogte geanalyseerd. Methode ‘TRWD’ bleek niet goed toepasbaar voor de geohydrologische situatie op Ameland. ‘Directe extrapolatie’ is een eenvoudige methode, maar geeft een onderschatting van de stijghoogte en is daarom minder veilig. ‘Scheldestromen’ en met name ‘Frequentieanalyse’ zijn methoden die een goede inschatting kunnen geven in deze situatie. ‘PlaxFlow’ is in dit onderzoek de meest betrouwbare methode voor het inschatten van het stijghoogteverloop. Het is echter een complexe methode en er is een uitgebreid monitoringsprogramma over een langere periode nodig om een betrouwbaar model op te

UIT TREEPUNT

kunnen zetten. Een pipinganalyse is uitgevoerd met behulp van de verkregen stijghoogteverlopen en de twee verschillende methoden om het tijdsafhankelijke effect in rekening te brengen: methode ‘verval’ en methode ‘gradiënt’. Met het in rekening brengen van het tijdsafhankelijke effect, is geconcludeerd dat er geen kwelweglengtetekort is en er geen maatregel toegepast hoeft te worden om piping te voorkomen. Het handhaven van de huidige positie van de geul is een randvoorwaarde van deze conclusie. Aanbevolen wordt om de verschillende methoden ook toe te passen bij andere locaties waar het faalmechanisme piping relevant is. Op die manier kan de algemene toepasbaarheid van de methoden beter vastgesteld worden. Hiermee kan in de toekomst het oordeel over pipinggevoeligheid mogelijk vaker positief bijgesteld worden.

Referenties

Methode A geeft ter plaatse van WSM08 geen kwelweglengtetekort volgens de vigerende pipingregel, waardoor er geen doorgaande kwelweg zal ontwikkelen. Bij toepassing van de voorge-

12

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

1. Rijkswaterstaat (2012). Onderzoeksrapport zandmeevoerende wellen (ORZW). 2. Smith, Steven W. (2003). Digital signal processing: a practical guide for engineers and scientists. Burlington, Newnes. ISBN 0-750674-44-X. 3. TAW (1999). Technisch rapport zandmeevoerende wellen (TRZW). 4. TAW (2004). Technisch rapport waterspanningen bij dijken (TRWD). 5. Witteveen+Bos (2015). Onderzoeksrapport Waddenzeedijk Ameland, Monitoringsproef km 6,8 - km 7,1. 


Kort 24e European Young Geotechnical Engineers Conference in Durham Introductie Op 11 en 12 september 2015 vond het 24e European Young Geotechnical Engineers Conference plaats in Durham, Groot Brittannië. Voor deze editie van het congres hebben wij, Marius Ottolini (Heerema Marine Contractors) en Eva Sloof (Fugro Geoservices), een artikel ingezonden via KIVIafdeling Geotechniek en zijn uitgekozen om Nederland te vertegenwoordigen. In totaal waren er zo’n 40 jonge geotechnici aanwezig uit circa 26 verschillende Europese landen.

Conferentie De presentaties waren heel divers en zeer leerzaam. Verhalen uit de praktijk werden afgewisseld met interessante PhD en Master studies. Het was heel mooi om te zien hoeveel studies en uitdagende projecten er in Europa worden uitgevoerd. Enkele voorbeelden zijn; Kingpost wall in Carlsberg, De Ringsted-Fehmarn Railway, 3D modellering van tunnels, Het modelleren van dynamic penetration t.b.v. de ruimtesonde naar Mars, anisotropie van klei. Daarnaast waren er twee

interessante keynote lectures van Professor Richard Jardine en Dr Stuart Haigh. Zaterdag was de dag waarop wij beiden onze presentatie mochten geven. Eva begon met een presentatie over het analyseren van de spudpalen van een Jack-up ponton dat in het IJselmeer aan het werk is om een windmolen park aan te leggen. Door de grote kranen die op de ponton staan moet het ponton gestabiliseerd worden door 4 spudpalen. Deze palen dragen de krachten af aan de ondergrond. Berekend wordt hoe diep de palen in de grond moeten penetreren om voldoende draagkracht te kunnen leveren. Doordat de weerstand tijdens de werkzaamheden gemeten was, is het mogelijk om de resultaten te vergelijken met de gemeten waardes. Hieruit kwam naar voren dat voorspelde waarden redelijk goed overeen kwamen met de gemeten waarden en dat de voorspelde waarden over het algemeen aan de veilige kant zaten.

latie effecten in zachte klei waar negatieve kleef een groot rol speelt. De experimenten waren uitgevoerd in de geotechnische centrifuge van de TU Delft. Het onderzoek laat zien dat de installatie een rol speelt en negatieve kleef een ingewikkeld proces is.

Netwerken Naast het technische gedeelte is het vooral ook een gezellig conferentie, al moet je wel aan iedereen uitleggen wat gezelligheid betekent. Al dat soort culturele verschillen maken de conferentie zo leuk. Een van de hoogtepunten van het evenement was het diner in een oude universiteitskapel. Naast het zeer smakelijke eten was er door de setting ook veel ruimte om elkaar beter te leren kennen. Door de goede combinatie van techniek en gezelligheid ontstaan er veel nieuwe vriendschappen. Daarom kunnen wij iedereen aanraden om zich aan te melden voor de volgende conferentie. Het is een fantastische ervaring! 

Marius presenteerde zijn master thesis over instal-

Figuur 2 - Geotechnici uit Turkije, Oekraïne, Griekenland, Italië, Noorwegen, Ierland en Nederland.

Figuur 1 - Eva presenteert haar artikel “Prediction and back analysis of jack-up barge spud pile installation and extraction”).

13

Figuur 3 - Alle EYGEC 2016 delegaten.

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


Funderingsontwerp Carolinabrug in Suriname

ir. D. Grotegoed Ballast Nedam Engineering

ir. D. Bouwmeester Ballast Nedam Engineering

ing. N. Goedhart Ballast Nedam Funderingstechnieken

ing. G.F. v/d Woerdt MBA Ballast Nedam Engineering

Als onderdeel van de verbetering van de OostWest verbinding van Suriname, is door Ballast Nedam in 2014 een nieuwe vakwerkbrug gebouwd over de Suriname rivier, zie figuur 1. De brug is gebouwd nabij het dorpje Redi Doti. Dit dorpje ligt op zo’n 50 kilometer ten zuiden van Paramaribo. Hier is de rivier relatief smal. De brug heeft een lengte van ruim 200 meter verdeeld over twee overspanningen van 100 meter. Voor het funderingsontwerp van de landhoofden en het enige middensteunpunt in de rivier is uitgebreid grondonderzoek verricht. Met name de paalinstallatie van de middenpijler en bijbehorende aanvaarbeveiliging in de rivier was vanwege de aanwezige rotsbodem uitdagend te noemen. In dit artikel wordt ingegaan op het funderingsontwerp, paalinstallatiemethoden en uitdagingen die tijdens de uitvoering aan de orde kwamen.

om de 50 meter om een beeld van de bodemopbouw te verkrijgen. Onder de toplaag werd verweerd tot sterk verweerd rotsmateriaal verwacht. Voor een kwalitatief hoogwaardige monstername is daarom gekozen voor een driedubbelwandige boorbuis (“triple tube core barrel”) zodat de monsters niet verstoord zouden raken tijdens het boorproces met spoelen. Deze monsters zijn vervolgens getest met een ongesteunde drukproef (“Unconfined Compressive Strength” test ofwel UCS test) en door middel van zogenaamde “point load tests (PLT)”. Echter, voor de PLT’s was de druksterkte en kwaliteit van het rotsmateriaal te laag om betrouwbare resultaten te verkrijgen. Na een paar proeven is deze methode daarom ter zijde geschoven. Uit het onderzoek is een bodemprofiel afgeleid met een toplaag van zand en daaronder verweerde rotsagen, zie figuur 2.

Bodemgesteldheid

BEPALING KARAK TERISTIEKE ROTSSTERK TE

GRONDONDERZOEK

Bij het bepalen van de rotssterkte uit UCS proeven wordt impliciet uitgegaan van een hoogte:diameter verhouding van 2:1. De standaard kerndiameter bedraagt circa 100 mm. De monsterhoogte

Inleiding

Voor het funderingsontwerp is uitgebreid grondonderzoek uitgevoerd, zowel op het land als te water. Sonderingen en boringen zijn uitgevoerd

Figuur 1 – Installatie paalfundering middenpijler brug (links) en aanzicht brug na installatie (rechts).

14

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

bedraagt dus bij voorkeur 200mm. Ondanks het zorgvuldige boorproces bleken relatief veel scheuren van nature aanwezig in het rotsmassief. Hierdoor was niet op iedere diepte een monster met voldoende hoogte voor handen. Om die reden zijn ook monsters met een verhouding 1:1 beproefd. Dit geeft hogere sterktes dan de normale verhouding 2:1. Bij het belasten wordt het proefstuk verticaal belast en wil in horizontale richting uitzetten. In het vlak tussen drukplaat en cilinder wordt deze uitzetting tegengehouden door wrijving. Bij een 1:1 verhouding ondervindt de middendoorsnede nog steeds invloed van deze extra spanningen (Betoniek, 1995). Hiervoor is in de proefresultaten gecorrigeerd middels (Thuro, 2001):

Uit de verzameling proefresultaten bleek de druksterkte van de rots sterk te variëren met de diepte en locatie. Voor het funderingsontwerp volgens de Eurocode dient te worden uitgegaan van een karakteristieke waarde gedefinieerd als de 5% onderschrijdingswaarde van de sterkte. Wanneer


Samenvatting Onlangs heeft Ballast Nedam in Suriname de Carolinabrug voltooid en opgeleverd. Deze brug overspant de Suriname rivier, zo’n 50 km ten zuiden van Paramaribo. De stalen vakwerkbrug bestaat uit twee landhoofden en een middenpijler. De middenpijler en de omringende aanvaarbescherming is gefundeerd op open stalen buispalen. Het grondonderzoek, het ontwerp en de installatie van de palen komen in dit artikel aan bod. Op basis van het uitgebreide grondonderzoek kon een

bodemopbouw worden opgesteld met een toplaag van zandige sedimenten en daaronder een sterk verweerde rotslaag. Mede op basis van de in het laboratorium bepaalde rotssterkte (UCS) is het paalpuntniveau van de funderingspalen bepaald. Voor de installatie van de funderingspalen bleek de UCS waarde onbetrouwbaar en moest naar boven worden bijgesteld. Door intensieve samenwerking tussen ontwerpers in Nederland en het uitvoeringsteam op de bouwplaats kon ‘real time’ het hei- en boorwerk tot een goed einde worden gebracht.

voor de ondiepe, verweerde rotslagen zou worden uitgegaan van een normale verdeling, worden de karakteristieke waarden negatief vanwege de lage gemeten druksterkten in combinatie met de grote standaardafwijking. Dit is fysisch niet mogelijk en sluit niet aan bij de proevenverzameling. Daarom is in dit geval voor alle rotslagen gekozen voor een lognormale verdeling voor de bepaling van de karakteristieke waarden, zie tabel 1. Daarnaast is ook de hoeveelheid natuurlijke scheuren geïnventariseerd, uitgedrukt in een RQD waarde. Hoe hoger de “Rock Quality Designation”, hoe minder scheuren. De RQD waarden liggen voor deze grondslag tussen de 50 en 100%.

Funderingsontwerp brug en aanvaarbescherming PAALFUNDERING MIDDENPIJLER

De toegepaste paalfundering bestaat uit een paalgroep van 8 open stalen buispalen met een buitendiameter van 1,22 meter en een minimale wanddikte van 19 mm conform standaard internationale richtlijnen (API WSD, 2003). In het paalontwerp is een zogenaamde “driving shoe” meegenomen. Dit is een grotere wanddikte van 34 mm over de onderste meter van de buispaal. Hiermee wordt voorkomen dat de buispalen dichtgeslagen worden tijdens de paalinstallatie. Om de wandwrijving aan de buitenzijde van de paal niet nadelig te beïnvloeden is ervoor gekozen de wanddikte aan de binnenzijde te laten verlopen. Middels een heibaarheidsanalyse (GRLWEAP, 2010) is onderzocht of de spanningen tijdens het heien ter plaatse van de driving shoe en net daarboven konden worden opgenomen. De vakwerkbrug is op het westelijk landhoofd in delen aan elkaar gebout en vanaf daar, steeds bij voldoende bruglengte, verder over het water geschoven. Om tijdig ondersteuning te vinden op de middenpijler ten tijde van deze schuifactie, is een lichtgewicht hulpconstructie als verlengstuk gebruikt, de “snavel”, zie ook figuur 3. De paalfundering van de middenpijler werd door het schuiven en onder invloed van windbelasting niet alleen verticaal maar ook horizontaal belast. Daar is in het ontwerp al rekening mee gehouden. Voor de ontwerpbenadering is uitgegaan van de Euro-

Figuur 2 - Bodemopbouw onder de Suriname rivier op basis van uitgebreid grondonderzoek.

Tabel 1 Gehanteerde bodemopbouw en grondeigenschappen t.p.v. de middenpijler

Tabel 2 Ervaringswaarden Duitse ontwerprichtlijn paalfundering in rots (EA Pfähle, 2012).

code. Echter, bij gebrek aan voldoende ontwerprichtlijnen zijn voor het verticale paaldraag- vermogen Duitse richtlijnen en bijbehorende ervaringsgetallen voor paalfunderingen in rots (EA Pfähle, 2012) gehanteerd. Deze sluiten het beste aan bij de Eurocode ontwerpfilosofie:

Ab Os Δℓ qs;k

γs qb;k

Waarbij: Rb;d rekenwaarde puntdraagvermogen Rs;d rekenwaarde schachtdraagvermogen

15

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

γb

oppervlakte paalpunt [m2] omtrek paal [m] lengte paal in rots [m] karakteristieke schachtwrijving, zie tabel 2 [kPa] partiële factor schachtdraagvermogen [-] karakteristieke puntweerstand, zie tabel 2 [kPa] partiële factor puntdraagvermogen [-]

[kN] [kN]

Aangezien de palen na refusal middels boren worden voorzien van een rock socket, geldt voor


de schachtwrijving een limietwaarde voor de rekenwaarde van de schuifweerstand ter grootte van de interface sterkte tussen beton en rots. Hiervoor is een veilige waarde van 300 kPa aangehouden op basis van internationale literatuur (Wyllie, 1999). Vanwege stijfheidsverschillen en mogelijke erosie van de rivierbodem is veiligheidshalve geen schachtwrijving toegekend aan de bovenliggende zandlaag. PAALFUNDERING AANVAARBEVEILIGING

De Suriname rivier wordt druk bevaren door binnenvaartschepen. Een aanvaring van een 3100 tons schip tegen de enige brugpijler in het midden van de rivier valt niet uit te sluiten. Daarom is rondom de middenpijler een aanvaarbeveiliging ontworpen bestaande uit zes stalen buispalen die op dezelfde manier zijn geïnstalleerd als de middenpijler en verbonden met een betonnen constructie. Bij een aanvaring treden grote trekkrachten en horizontale belastingen op die door de ondergrond moeten worden opgenomen. Vanwege de hoge trekbelastingen is in aanvulling op eerder genoemde methode voor de schachtwrijving, gecontroleerd of het kluitgewicht voldoende is om het berekende schachtdraagvermogen te kunnen leveren. Bij het bepalen van het gewicht van de uit te trekken kegel is rekening gehouden met de van nature aanwezige breukvlakken met “infill” van zacht materiaal die volgens de geologische beschrijving onder een helling van gemiddeld 45 graden lopen. Uitgaande van internationale literatuur (Tomlinson, 1995) dient te worden uitgegaan van een effectieve aanhechtingslengte ter grootte van de helft van de paallengte in rots. In het geval van de palen van de aanvaarbeveiliging met trekbelastingen van 5 MN bleek het kluitcriterium maatgevend:

Waarbij:

Θ ℓrots

γrots γw Gkegel

halve tophoek kegel paallengte in rots soortelijk gewicht rots soortelijk gewicht water kluitgewicht kegel

[°] [m] [kN/m3] [kN/m3] [kN]

Vanwege het horizontaal draagvermogen en momentenverloop in de palen is ook een minimale inbedding in de verweerde rots benodigd. Voor

sterk cohesief materiaal zijn verschillende modellen beschikbaar die laterale sterkte en stijfheid beschrijven als functie van de horizontale paalverplaatsing, middels de py-curves. Het verweerde rotsmateriaal zou beschreven kunnen worden met het “stiff clay” model (Reese, 1975), met het “weathered rock” model (Nixon, 2002) of met het “weak rock” model (Reese, 2001). Het “stiff clay” model overschat over het algemeen de horizontale verplaatsingen bij hoge sterktes van de ondergrond (Nixon, 2002). Het “weathered rock” model heeft project specifieke empirische coëfficiënten nodig en is afhankelijk van de resultaten van dilatometer tests. In het funderingsontwerp is daarom gekozen voor het “weak rock” model. De horizontale grondweerstand bij verplaatsingen groter dan 8‰ van de paaldiameter op een diepte vanaf 3 paaldiameters wordt dan door Reese gedefinieerd als:

diepte zouden komen. Bij overschrijding van deze waarde werd het heien gestopt en is men overgegaan op het uitboren van de paal met een top drill met kleinere diameter dan de paaldiameter (1016 mm versus 1220 mm) tot een niveau waarop theoretisch genoeg draagvermogen behaald zou worden. De laatste stap in het installatieproces is het doorheien van de paal in het uitgeboorde gat en vervolgens afvullen van de palen met een betonplug. Hiermee was in het ontwerp rekening gehouden door aan de binnenzijde shear keys te lassen, zodat de paal niet tot volledige hoogte hoefde te worden gevuld voor voldoende wrijving tussen beton en staal. Naar deze methode wordt ook wel verwezen als de “Drive-Drill-Drive” methode.

Uitvoeringsaspecten HEIBAARHEID

Waarbij: pur horizontale grondweerstand [kN] RQD maat voor de hoeveelheid scheuren [-] D paaldiameter [m]

Installatiemethoden Paalfundering Het installeren van de open stalen buispalen van de middenpijler gebeurde vanaf een drijvend kraanponton uitgerust met lieren en spudpalen. Omstandigheden waren uitdagend te noemen vanwege de hoge stroomsnelheden in het midden van de rivier van meer dan 2 m/s, een waterdiepte van circa 7 meter en een waterstandsverschil door getijdewerking van circa 2 meter. Op basis van het grondonderzoek met relatief lage UCS waarden en ervaringen bij andere projecten is gekozen voor de installatiemethode “Drive-DrillDrive”. Hiermee werd tijdwinst verwacht ten opzichte van een methode waarbij alleen een overmaats gat geboord zou worden. Daarnaast kan middels metingen tijdens het heien van de laatste meters een extra inschatting worden gemaakt van de sterk variërende grondweerstand. De gekozen paalinstallatiemethode bestaat uit het zo ver mogelijk voorpoten van de palen met een trilblok (PVE 50M) waarna de eerste meters konden worden geheid met een hydraulische hamer (IHC S-120). Vanwege de lichte schoorstanden van de palen is het ponton uitgerust met een heiframe met grippers op twee verschillende niveaus. Refusal was vooraf gedefinieerd als circa 250 slagen per 0,25 meter. Bij dit criterium was namelijk nog een kleine kans aanwezig dat de palen geheel zonder boren op

16

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Tijdens het ontwerp zijn heibaarheidsanalyses gemaakt waarbij de grondweerstand van de verweerde rotslaag in de eerste instantie is gemodelleerd als vast gepakt zand met een hoge conusweerstand om een indicatie van de te verwachten heispanningen te verkrijgen. Verder is op basis van ervaringen bij heiwerkzaamheden in zandsteen met vergelijkbare druksterkte ingeschat dat refusal zou optreden bij een gemeten druksterkte van de rots van UCS ≥ 5 MPa. Hierop is de paalinstallatiemethode afgestemd. Tijdens het heien, nog voordat de paal leeg geboord werd, bleken de spanningen acceptabel tot het punt van refusal op circa 250 slagen per 0,25 meter. Bij overschrijden van dit criterium werd de boortafel op de palen gezet en werden deze met een top drill uitgeboord, zie figuur 3, tot een diepte waarop theoretisch voldoende draagvermogen behaald kon worden. Het protocol was om na het boren de paal tot onderkant boorgat weg te heien. Echter, tijdens het heien van de eerste palen in het uitgeboorde gat vervormde bij enkele palen de paalpunt naar binnen. Hierdoor kon het theoretisch berekende paalpuntniveau niet meer gehaald worden. Dit kwam aan het licht toen de boor, bij een poging tot het verder uitboren, de paalvoet niet kon passeren. Door het laten zakken van een meethoepel met verschillende diameters in de vervormde palen kon een inschatting worden gemaakt van de vervormingen onderin. De binnendiameter bleek gereduceerd van 1,22 meter naar kleiner dan 1,0 meter over de onderste drie meter. Op basis van deze waarnemingen kon geconcludeerd worden dat de steundruk door de grond in de paal aan de binnenzijde vóór het uitboren van de paal een aanzienlijke bijdrage leverde om plooi


FUNDERINGSONTWERP CAROLINABRUG IN SURINAME

Figuur 3 Het verder uitboren van een geheide buispaal  en de lanceeractie met lichtgewicht snavel .

naar binnen te voorkomen. Nadat de paalpunten van enkele palen vervormd waren, is besloten het heicriterium naar beneden bij te stellen. Zo werd het refusal criterium van het heien nà boren aangepast naar 100 slagen per 0,25 meter. Palen die met dat criterium niet op diepte kwamen, zijn na installatie afgevuld met beton en wapening. Uiteindelijk zijn twee palen niet op diepte gekomen. Hiervan was de paalpunt naar binnen geheid en kon de boor niet passeren. Het was niet mogelijk om de twee beschadigde palen te trekken. Van de overlengte van alle palen zijn twee extra palen samengesteld om in aanvulling op de twee ondiepe palen te zorgen dat de ontwerp

draagcapaciteit alsnog kon worden gehaald. PILE DRIVING ANALYSIS

Van een deel van de palen van de middenpijler werden tijdens het heien in het uitgeboorde gat, metingen uitgevoerd van de rekken en versnellingen middels een pile driving analysis. Hiermee kon bepaald worden of bij een gegeven paalpuntniveau voldoende verticaal draagvermogen was behaald. Van de reeds naar binnen geslagen palen is het draagvermogen beproefd middels PDA metingen tijdens een redrive. De onregelmatige vorm nabij de paalpunt maakte een “signal match” uit de gemeten rekken en versnellingen lastig.

17

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Na filtering kon hieruit toch een statisch draagvermogen worden herleid met een acceptabele betrouwbaarheidswaarde en bleek zonder betonprop al voldoende. Met een robuust ontwerp als uitgangspunt is besloten deze palen met gereduceerde paaldiameter nabij de punt alsnog af te vullen met beton en wapening.

Conclusies Op basis van de ervaringen opgedaan tijdens de paalinstallatie van de Carolinabrug kan geconcludeerd worden dat de sterkte en heiweerstand van de rotslagen lokaal veel hoger was dan op basis van de laboratoriumproeven verwacht mocht


worden. De druksterkte van een monster dat beproefd wordt in het laboratorium wordt immers bepaald door het zwakste glijvlak terwijl lokale plooi tijdens het heien wordt bepaald door het laagje met de hoogste sterkte. Hiermee was in het paalontwerp rekening gehouden middels een extra marge op de staalspanning en een driving shoe. Toch was het bijstellen van de installatiemethode nodig om alle palen succesvol te kunnen installeren. Daarnaast kan geconcludeerd worden dat een beproefde en efficiënte paalinstallatiemethode in verweerde rots middels het “Drive-Drill-Drive” principe niet altijd werkt in combinatie met de paaldimensies conform standaard internationale richtlijnen en een driving shoe gebaseerd op heibaarheidsanalyses. Bij het bepalen van de spanningen tijdens het heien op basis van de golfvergelijkingstheorie (Smith, 1962) wordt er immers vanuit gegaan dat de ondergrond een volledig symmetrische reactiekracht uitoefent en dat er geen lokale verschillen in sterkte over de paalrand worden ondervonden. Daarnaast is in de praktijk gebleken dat de steundruk door de

grond in de buispaal aan de binnenzijde vóór het uitboren van de buispaal een aanzienlijke bijdrage levert om plooi naar binnen te voorkomen. Op basis van het grondonderzoek was de installatiemethode (Drive-Drill-Drive) praktisch haalbaar. Echter, de grondslag week af van wat verwacht had mogen worden. Met name bij palen die op een vooraf ontworpen diepte moesten komen (horizontaal belaste palen), is de installatiemethode Drive-Drill-Drive bij de werkelijke grondslag ongeschikt gebleken.

Referenties - Thuro, K., et al., Scale effects in rock strength properties, Part 1: Unconfined compressive test and Brazilian test, ISRM Regional Symopsium EUROCK 2001 – Rock Mechanics: A challenge for Society, Helsinki, 2001 - Vakblad Betoniek, artikel: “Druksterkte van proefstukken, 1995 - Empfehlungen des Arbeitskreises “Pfahle”, EA-Pfähle, Berlin, 2012 - Wyllie, D.C., Foundations on Rock, London, 1999

- Tomlinson, M.J., Pile Design and Construction Practice, London, 1995 - Reese, L.C., Cox, W.R., Koop, F.D., Field Testing and Analysis of Laterally Loaded Piles in Stiff Clay, Texas, 1975 - Reese, L.C., Van Impe, W.F., Single Piles and Pile Groups Under Lateral Loading, Rotterdam, 2001 - Nixon, J.B., Verification of the weathered rock model for PY curves, Rayleigh, 2002 - Vakblad Geotechniek, artikel: “Funderingen voor waterwerken in de Arabische Golf, thema uitgave Geotechniekdag 2009, Rotterdam, 2009 - American Petroleum Institute, API RP-2A WSD: Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms – Working Stress Design, Washington, 2007 - Pile Driving Inc., GRL WEAP 2010 – Background Report, Ohio, 2010 - Smith, E.A.L., Pile-Driving Analysis by the Wave Equation, American Society of Civil Engineers, 1962 Fotografie Paul Bakker © 


KIVI afdeling Geotechniek

Down under – Geotechnics up Vijf jaar na de aardbevingen in Christchurch (voor locals afgekort tot Chch) had ik verwacht dat de mensen in Nieuw Zeeland al lang weer tot de orde van de dag zouden zijn overgegaan. Niets is minder waar. Het centrum van de stad ziet eruit als een combinatie van een oorlogsgebied (verlaten gebouwen met gesprongen ramen) en een grote bouwplaats. Het centrum is stil en leeg, er is weinig leven. Her en der doet men een goede poging om met kunst zoals muurschilderingen en tijdelijke opstellingen invulling te geven aan de leegte. Buiten het centrum in de zogenaamde ‘red zone’ ziet het er een stuk vriendelijker uit, groene weides langs de rivier. De wegen zijn er wel slecht en bij het oprijden van de meeste bruggen gaat je eerst ruim een meter omhoog en na de brug weer net zo hard naar beneden. In dit gebied is de grootschalige verweking opge-

treden die tot een meter zakking heeft geleid en alle nu groene gebieden waren voorheen bewoond. Vier achtereenvolgende zware aardbevingen (Magnitudes 7.1, 6.3, 5.9 and 6.0) in 2010 en 2011 hebben hard toegeslagen. Dit is de zichtbare impact op de ruimtelijke omgeving. Tijdens de conferentie die ik hier bezoek (www.6iecege) horen we ook verhalen van de mensen. De burgemeester van Chch heeft het over vertrouwen in een herstart en in hoe men probeert een drama om te zetten in een kans. Toen men nog bezig was te begrijpen wat er eigenlijk was gebeurd, was uitleg van geotechnisch ingenieurs over fenomenen als verweking essentieel. De overheid hier worstelt echter ondanks dat met een gebrek aan risicobewustzijn rondom de ondergrond. Hoe kun je particulieren die hun huis nieuw bouwen of renoveren uitleggen dat ze

 Het hart van de stad.

rekening moeten houden met effecten van aardbevingen? In de nasleep van de bevingen is hier erg veel materiaal ontwikkeld om het publiek te informeren, zowel voor het snel beoordelen van de veiligheid van woningen als aanpakken voor her/nieuwbouw. Verder zijn grote databases gemaakt met gegevens van de schades, van de ondergrond, van de bevingen. Waardevolle informatie die nu wordt gebruikt zowel bij de herbouw als voor onderzoek. Heldere kaarten waarin opgezocht kan worden in welke risicocategorie jouw huis valt en wat je dan moet doen, tot en met voorbeelden voor geschikte funderingen. Gemaakt door geotechnisch ingenieurs, die hier zeker worden gezien als zeer relevant voor het leefbaar maken en houden van de stad. Is dit alles misschien de reden dat geotechnisch ingenieurs in Nieuw Zeeland behoren tot de best betaalde ingenieurs van dit land? En zijn er daarom 1100 leden van de Geotechnical Society (vergelijkbaar met KIVI Geotechniek met 700 leden) terwijl het land nog geen 5 miljoen inwoners telt? Ik leer er in elk geval maar weer eens van hoe relevant ons werk is, hoe belangrijk het is uitleg te geven over het gedrag en de risico’s van de ondergrond en hoe informatie in databases, kaarten en goed leesbare publicaties bijdragen aan vertrouwen in de ondergrond waarop we bouwen. En meer nog dan dit alles leer ik wat ‘rebound’ betekent, Nieuw Zeeland is net als Nederland gelukkig een rijk land en ondanks dat de slachtoffers en getroffenen nooit zullen worden vergeten, gaat Chch ervoor een betere plek te zijn dan ooit.

 Op deze groene velden vond grootschalige verweking en horizontale spreiding plaats, nu groeit er gras en zijn de huizen opgekocht

20

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


Column

Grond in de hand houden Beheersing van het materiaal grond is voor de geotechnicus van cruciaal belang; kennis van de basiseigenschappen is een eerste vereiste. Door grond letterlijk en figuurlijk op een verstandige manier in de hand te houden wordt bereikt dat geotechnische problemen niet uit de hand lopen. Slordig taalgebruik kan grote consequenties hebben. De terminologie die de diverse partijen, betrokken bij ontwerp en uitvoering, hanteren ten aanzien van de benamingen voor de het daarbij toe te passen materiaal grond is van niet te onderschatten belang. Om te zorgen dat geotechnici die over hun materiaal grond praten steeds dezelfde taal spreken dienen ze de afspraken in de vorm van officiële definities ook volledig te accepteren en toe te passen. Als één of meerdere partijen die definities niet op de juiste wijze hanteren kan een Babylonische spraakverwarring ontstaan zoals bijvoorbeeld in het hierna beschreven geval. In een officieel funderingsadvies van een Nederlandse consultant werd de nevenstaande tabel aangetroffen. Afgezien van het feit dat in de beide laatste regels van de tweede kolom een getal genoemd wordt dat 10 maal kleiner is dan waarschijnlijk bedoeld, is de tabel een schoolvoorbeeld van slordig geformuleerde informatie die in de praktijk gemakkelijk aanleiding kan geven tot

misverstanden, conflicten en zelfs arbitrages tussen de diverse partijen die betrokken zijn bij ontwerp en uitvoering. Volgens het onderschrift gaat het hierbij om een onderverdeling in korrelfracties. In de eerste kolom zou bij correct citeren van de Nederlandse normen dus sprake moeten zijn van respectievelijk: ‘grindfractie’, ‘zandfractie’, ‘siltfractie’ en ‘lutumfractie’. De term ‘lutumfractie’ is daarbij

ook niets meer of minder dan een grootte-aanduiding. ‘Lutum’ is een Latijns woord voor ‘modder’; die ‘modder’ kan zowel uit zeer fijne (kwarts)deeltjes (fijner dan de siltfractie) bestaan als uit kleiplaatjes. De in de praktijk ook vaak gebezigde term ‘kleifractie’ heeft niet dezelfde betekenis als de term ‘lutumfractie’. De kleifractie zou in principe informatie verschaffen over de relatieve hoeveelheid echte kleideeltjes. Een proef ter bepaling van het percentage echte kleideeltjes wordt echter doorgaans niet uitgevoerd in routinematig geotechnisch onderzoek. Meestal wordt alleen een korrelgrootteverdeling bepaald met een ondergrens van 2µm = 0,002mm; deze repre-

senteert de grens tussen de silt- en lutumfractie . Overigens wordt (merkwaardigerwijze) in Angelsaksische landen wel de term ‘clay fraction’ gebruikt om de lutumfractie aan te duiden. Grondsoorten zijn per definitie opgebouwd uit meerdere korrelfracties; volgens de vigerende Nederlandse classificatie kan als zodanig gesproken worden van de grondsoorten: ‘grind’, ‘zand’, ‘leem’ en ‘klei’. De grondsoortbenaming ‘silt’ heeft volgens de Nederlandse classificatie geen betekenis, maar in Angelsaksische landen wel. Daar heeft ‘silt’ dus meestal dezelfde betekenis als ‘leem’. Tenslotte nog de benaming ‘slib’. In de tabel wordt ten onrechte de indruk gewekt dat ‘slib’ een synoniem zou zijn van ‘silt’ . ‘Slib’ is echter geen officiële grondsoort- of fractiebenaming volgens de Nederlandse classificatie. Volgens de publicatie ‘Grondstoffen en delfstoffen bij naam’, DWW [2003] wordt zowel de grondsoort slib als de fractie slib gedefinieerd als ‘fijne minerale en organische deeltjes kleiner dan 16µm of kleiner dan 20µm’; overigens worden in dat verband soms ook andere grenzen gehanteerd. Het gebruik van de verwarrende benaming ‘slib’ wordt sterk ontraden. Deze en andere onderwerpen die voor de praktiserende geotechnicus interessant en belangrijk kunnen zijn komen aan de orde in de CGF Masterclass ‘Handen aan de grond’ en worden behandeld in het bijbehorende boek ‘Grondgedrag’. 

Maak dan uw bijdrage in de verzendkosten € 22,50 over naar IBAN NL31 ABNA 0605 9592 93 t.n.v. Uitgeverij Educom BV Rotterdam, o.v.v. Bijdrage Geotechniek 2016

U wilt toch geen editie missen van Geotechniek!?

21

Piet Lubking

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


SBRCURnet Richtlijn geotechnisch laboratoriumonderzoek

SBRCURnet Richtlijn Begaanbaarheid van bouwterreinen

In het overleg van de SBRCURnet commissie CUR Geo van 28 mei 2015 is o.m. gesproken over de ontwikkeling van een “Richtlijn Geotechnisch laboratoriumonderzoek”. Nut en noodzaak van een dergelijk handboek werd in die vergadering onderkend.

Al enige tijd is een commissie bezig met de ont-wikkeling van een SBRCURnet-richtlijn, die de vervanger wordt van CUR publicatie 2004-1 (“Beoordelingssysteem voor de begaanbaarheid van bouwterreinen”). De scope van deze nieuwe richtlijn beperkt zich tot funderingsmachines en andere kranen op rupsen met een hoge last (die echter ook onder de definitie van een funderingsmachine volgens EN 16228 vallen). Door een aantal redenen is er vertraging ontstaan in de ontwikkeling. Inmiddels is de commissie ‘op stoom’; verwacht wordt dat de Richtlijn medio 2016 beschikbaar is. Heeft u belangstelling? Mail naar fred.jonker@sbrcurnet.nl

Een belangrijk deel van de projectrisico’s zijn gerelateerd aan onzekerheden in de ondergrond. Hieraan is onder andere binnen het onderzoeksprogramma ‘GeoImpuls’ uitgebreid aandacht besteed. Elke keer komt weer naar voren dat aan de basis van een succesvol project de juiste ondergrond informatie ligt. Een belangrijke schakel in die ondergrond informatie is de kwaliteit en juiste keuze van het laboratorium onderzoek. Helaas worden geotechnische laboratoria geregeld geconfronteerd met opdrachten voor proeven die onvolledig worden opgedragen of waarbij uit navraag blijkt dat de klant (bv. projectleider, adviseur, externe opdrachtgever) te weinig begrip heeft van de (resultaten van) proeven om ze adequaat op te dragen. Dat leidt tot onjuiste proeven, proeven die niet onder de juiste condities worden uitgevoerd of onjuiste aantallen proeven. In alle gevallen is hier sprake van een potentieel risico op geotechnisch falen. Om dit probleem te verkleinen wordt een richtlijn opgesteld waarin niet alleen de proeven duidelijk worden omschreven, maar ook wat er wel en niet van de proef mag worden verwacht en hoe de proef correct moet worden ingezet binnen de context van de projectbehoefte. Het zou erg mooi zijn als die richtlijn ook in de opleidingen tot geotechnisch ingenieur zal worden gebruikt, liefst in aanvulling op het zelf uitvoeren van de belangrijkste geotechnische laboratoriumproeven. Want, zoals Confucius zei: leg het me uit en ik zal het vergeten, laat het me zien en ik zal het onthouden, laat mij het uitvoeren en ik zal het begrijpen. Een preadviescommissie heeft een concept-inhoudsopgave opgesteld voor de te ontwikkelen richtlijn. De richtlijn is bedoeld voor met name een brede groep van geotechnische adviseurs, constructeurs, ontwerpers en geohydrologen. Er is inmiddels e.e.a. beschikbaar, zowel binnen Rijkswaterstaat, als bij Stowa. Bij de ontwikkeling van de richtlijn zal daar gebruik van worden gemaakt c.q. naar worden verwezen. Op het moment van schrijven van deze kopij wordt gewerkt aan de financiering. Verwacht wordt dat een nieuw in te stellen SBRCURnet begeleidingscommissie in april/mei 2016 kan starten. Heeft u belangstelling? Mail naar fred.jonker@sbrcurnet.nl

Kraanopstelplaatsen bij windturbines Zoals eerder gemeld, is op 8 oktober 2015 een startbijeenkomst georganiseerd om nut en noodzaak te peilen van de ontwikkeling van een Ontwerprichtlijn voor kraanopstelplaatsen bij de bouw van windturbines. Een geanimeerde bijeenkomst, met een mooie afspiegeling van alle betrokken partijen. In die bijeenkomst is nut en noodzaak van een dergelijke richtlijn klip-enklaar vastgesteld en is een eerste inventarisatie gemaakt van de onderdelen die in de Ontwer-

Onder redactie van: ing. Fred Jonker fred.jonker@sbrcurnet.nl

bureaus en aannemers. Vanuit de sector is de wens om een SBRCURnet handboek “Inspectie en beheer van oevers” te maken, in de trant van het bestaande SBRCURnet handboek “Binnenstedelijke kademuren”. De aanleiding is o.m. dat er veel kennis en ervaring is over deze oevers, maar dat dat nergens is vastgelegd. In het kader van ‘goed huisvaderschap’ van deze constructies is het gewenst om de bestaande kennis en ervaring te bundelen. Op 15 april 2015 is met een groot aantal partijen een verkennend overleg gehouden over het eventueel ontwikkelen van een handboek “Inspectie en beheer van oevers”. Daarin is afgesproken om dat handboek daadwerkelijk te ontwikkelen. Inmiddels is de scope van het handboek vastgesteld en een concept-inhoudsopgave beschikbaar. De financiering is voor 80% geregeld. Verwacht wordt dat de SBRCURnet begeleidingscommissie formeel in januari 2016 start. Een groot aantal partijen doet in deze ontwikkeling mee. Heeft u belangstelling? Mail naar fred.jonker@sbrcurnet.nl

Geokunststoffen als wapening in gebonden en ongebonden funderingslagen

prichtlijn moeten worden opgenomen. Vervolgens is een preadviescommissie aan de slag gegaan om de concept-inhoudsopgave op te stellen, na te denken over de begroting en over het financieringsplan. Verwacht wordt dat de financiering in april/mei 2016 is geregeld. Vervolgens zal een nieuw in te stellen SBRCURnet commissie medio 2016 starten. Heeft u belangstelling? Mail naar fred.jonker@sbrcurnet.nl

Handboek Inspectie en beheer van oevers In februari 2014 is het SBRCURnet handboek “Binnenstedelijke kademuren” verschenen. Een handboek waarin de kennis en ervaring over die kademuren is gebundeld. Het handboek is bedoeld voor beheerders, maar ook voor ingenieurs-

22

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Medio 2014 is SBRCURnet-commissie 1991 van start gegaan. In deze commissie werken opdrachtgevers, adviesbureaus, leveranciers, bouwbedrijven en een onderzoeksinstelling samen aan de nieuwe SBRCURnet-publicatie ‘Geokunststoffen als wapening in gebonden en ongebonden funderingslagen’. Punt is namelijk dat met funderingswapening de levensduur van de fundering wordt verlengd. Door een betere spreiding van lasten wordt vermoeiing van de ondergrond uitgesteld. Dat fenomeen wordt niet gemeten met deflectiemetingen uitgevoerd bij oplevering en wordt dus momenteel niet gehonoreerd. Het gevolg is dat de kwaliteit van een gewapende fundering momenteel eigenlijk wordt onderschat. De commissie is momenteel berekeningen aan het doen om dit positieve effect te modelleren, waarbij ook van bestaande rekenmodellen gebruik wordt gemaakt. Eerdere verwachting was dat de publicatie eind 2015 beschikbaar zou zijn, door de complexheid van de materie is de verwachting nu dat dit in het voorjaar van 2016 het geval zal zijn. Voor meer informatie over deze commissie kunt u mailen naar erwin.vega@sbrcurnet.nl.


SBRCURnet Hei- en trilbaarheid Het ontwerp van paalfunderingen en damwandconstructies houdt, behalve het vaststellen van het funderingsniveau en het bepalen van de dwarsdoorsnede, ook in dat het uitgevoerd moet kunnen worden. Zonder van alle uitvoeringsdetails op de hoogte te zijn, moet bij een ontwerper een redelijk idee aanwezig zijn of het ontwerp kan worden uitgevoerd of niet. Het maken van een voorspelling van het gedrag tijdens installeren is dan ook om die reden zinvol. Voor het uitvoeren van een predictie voor het inheien/intrillen van funderingselementen bestaat een scala van methoden en is enorm veel kennis en ervaring opgebouwd in de afgelopen decennia. Die kennis en ervaring is echter beschikbaar binnen een redelijk kleine groep van deskundigen. De 'gemiddelde' ontwerper / adviseur weet vaak niet waar die kennis is te verkrijgen en hoe je ermee moet omgaan. Het gevolg is maar al te vaak dat er grote problemen zijn om de funderingselementen schadevrij heiend of trillend op diepte te krijgen. Daarnaast neemt de vraag naar het leveren van een hei- of intrilpredictie de afgelopen jaren toe.

Zoals eerder gemeld wordt hard gewerkt aan het handboek “Hei- en trilbaarheid’. Het handboek bevat aanbevelingen om te komen tot een zo optimaal mogelijk en eenduidig ontwerpproces in relatie tot de hei- en trilbaarheid. Voor het uitvoeren van een hei- of trilpredictie is een stappenplan opgesteld, waarmee een optimale en eenduidige aanpak en mogelijk is. Met deze aanpak kan tevens worden gewerkt aan verdere bevordering van het leerproces. Ook wordt ruim aandacht besteed aan achtergrondinformatie in theorie en praktijk. Verwacht wordt dat het handboek in het voorjaar 2016 beschikbaar is.

Soilmix-wanden In april 2016 verschijnt het nieuwe handboek Soilmix-wanden. Een gezamenlijke publicatie van SBRCURnet en het Belgische WTCB. Begin januari 2016 is een digitale versie beschikbaar. Aan die versie wordt nog een klein stukje toegevoegd. Verwacht wordt dat in april 2016 het complete handboek beschikbaar is. Nu al kunt u de thans beschikbare versie downloaden via sbrcurnet.nl/ soilmixwanden. Wanneer de definitieve versie in april verschijnt krijgt u die gratis toegestuurd. 


Aanvullende parameters meten in een enkele sondering

ir. M. Woollard MBA Commercieel Directeur A.P. van den Berg

ir. O. Storteboom Hoofd Engineering & Development A.P. van den Berg

Figuur 1 - 5, 10 en15 cm2 Icone met Icontrol.

Inleiding De vraag naar een uitgebreid en nauwkeurig beeld van de bodem door het meten van extra parameters tijdens een sondering, neemt toe. Een eis kan bijvoorbeeld zijn om de in-situ eigenschappen van zowel de bodemstratigrafie als de bodemelasticiteit af te leiden om een fundering te ontwerpen die onderhevig is aan trillingen; of zowel de bodemdichtheid en de elektrische geleidbaarheid om verontreinigde lagen te lokaliseren en toekomstige verspreiding in de bodem te voorspellen. In het algemeen kunnen deze verschillende parameters alleen verkregen worden door middel van aparte systemen (seismic, conductivity, magneto enz.) in achtereenvolgende testen. Behalve dat het tijdrovend is, kan een systeemwissel de nauwkeurigheid van de verkregen informatie ook negatief beïnvloeden. De ingenieurs van A.P. van den Berg, al meer dan 45 jaar lang dé innovatieve partij voor onshore, offshore en near shore sondeerapparatuur, hebben een meetsysteem ontwikkeld dat deze nadelen elimineert.

Icone & Icontrol Het systeem van A.P. van den Berg bestaat uit een digitale data logger “Icontrol” en een digitale conus “Icone” (figuur 1) die de standaard parameters meet: conusweerstand (qc), mantelwrijving (fs), waterspanning (u) en helling (lx/y). In principe gebruikt Icone dezelfde meetsen-

Figuur 2 - Presentatie sondeerparameters in Ifield software.

soren zoals toegepast in zijn analoge voorganger. Het verschil is echter dat nu de analoge signalen al in de conus zelf worden gedigitaliseerd en gecomprimeerd volgens de multiplexmethode. Deze digitale gegevensstroom is robuuster en dus ongevoelig voor vervorming en verlies van nauwkeurigheid. Een ander voordeel is dat signalen bij binnenkomst volgens een vast protocol worden gecontroleerd. Gemiste of vervormde gegevens kunnen opnieuw worden opgevraagd. Met behulp van de multiplexmethode worden de verschillende datastromen gecombineerd tot één signaal. Dit biedt het grote voordeel dat een vrijwel onbeperkt aantal sensorsignalen kunnen worden gecombineerd en verzonden via een 4-aderige kabel. Ook specifieke sensoren die zijn opgenomen in modules kunnen eenvoudig worden toegevoegd, zonder kabels en data loggers te wisselen. Kalibratiegegevens worden in de conus zelf opgeslagen, zodat een losse USB-stick niet meer nodig is. De Icontrol datalogger voorziet de Icone van energie en synchroniseert de meetsignalen met het dieptesignaal, dat wordt gegenereerd in het indruksysteem. De Icontrol zendt de signalen naar een computersysteem met de Ifield software waarin de sondeerparameters real-time worden gepresenteerd (figuur 2).

24

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Icone click-on modules In de afgelopen vijf jaar zijn verschillende click-on modules voor Icone ontwikkeld: seismic, conductivity, magneto en vane. Alle modules kunnen on- en offshore gebruikt worden met een 5, 10 en 15 cm2 Icone. Voor waterdieptes van 1500 tot 4000 meter wordt toepassing van een drukgecompenseerde versie, de Diep Water Icone, geadviseerd. De maximale waterdiepte voor Icone Seismic, Conductivity en Magneto is 1000 meter en voor de Icone Vane 4000 meter. Het is zelfs mogelijk om meerdere modules te stapelen, zodat parameters gecombineerd kunnen worden. Wanneer sondeerdata niet gewenst is, kunnen modules ook toegepast worden met een loze punt.

Icone Seismic Icone Seismic (figuur 3) wordt gebruikt om de stabiliteit van de grond te bepalen, door de voortplantingssnelheid van een trilling te meten. Een Seismic Module bevat drie versnellingsmeters om zowel linker en rechter afschuifgolven als compressiegolven te registreren. Het volgende kan worden berekend met behulp van de seismische gegevens en de bodemdichtheid (meestal reeds bekend): - Small strain shear modulus & constrained modulus


Samenvatting Dit artikel beschrijft een sondeermeetsysteem dat bestaat uit een digitale data logger “Icontrol” en een digitale conus “Icone”. Een Icone is eenvoudig uit te breiden met click-on modules voor het meten van extra parameters naast de vier standaard parameters. Doordat elke module automatisch herkend wordt door de Icontrol, is een waar plug & play systeem gecreëerd. De overgang naar

- Elasticiteitsmodulus - Possion’s ratio Om tijd te besparen en de nauwkeurigheid te verhogen, is het mogelijk op meer dieptes tegelijk te meten door extra seismic modules op vaste afstanden van 1 of 0,5 meter van elkaar te monteren. Bovendien is het mogelijk om, ter verbetering van het seismische signaal, op één diepte het meten van een trilling te herhalen en de signalen in de Ifield software samen te voegen en daardoor de ruis eruit te middelen.

intelligente digitale communicatie biedt voldoende bandbreedte over een dunne flexibele meetkabel om extra parameters toe te voegen. Hierbij is het niet meer nodig om conussen, kabels of data loggers te wisselen. De volgende modules komen aan bod: seismic, conductivity, magneto en vane.

Icone Magneto Icone Magneto (figuur 5) detecteert voorwerpen in de grond die bestaan uit magnetiseerbare metalen zoals oude munitie (UXO), grondankers, pijpleidingen, het uiteinde van damwanden en heipalen. Detectie vindt plaats door de interpretatie van afwijkingen in het aardmagnetisch veld. De Magneto Module is uitgerust met een eigen hellingmeter in X- en Y-richting, wat een nauwkeurige positionering van voorwerpen mogelijk maakt. Afwijkingen kunnen worden gedetecteerd op een afstand tot 2 meter rond de magnetosensor, afhankelijk van de objectgrootte.

Icone Conductivity Icone Conductivity (figuur 4) wordt gebruikt voor het meten van variaties in de elektrische geleidbaarheid van de bodem. De output maakt het mogelijk overgangen van zand/kleilagen te detecteren, zout-dragende lagen te volgen en verontreinigingen te lokaliseren. De Conductivity Module van A.P. van den Berg heeft vier elektrode ringen die van elkaar gescheiden worden door keramische isolatoren, wat zorgt voor een nauwkeurige bepaling van de geleidbaarheid. De module heeft een ingebouwde temperatuursensor om de analyse en evaluatie van de geleidbaarheids-waarden te verbeteren.

Om nauwgezet te kunnen reageren op veranderingen in de gemeten waarden, in het bijzonder bij het detecteren van explosieven, worden ook de gradiënten van de (orthogonale) gemeten afwijkingen bepaald. Alarmwaardes kunnen ingesteld worden om bij grote veranderingen te kunnen waarschuwen.

Icone Vane Met Icone Vane (figuur 6) wordt de ongedraineerde en geroerde schuifsterkte gemeten ten behoeve van stabiliteitsanalyses van zachte bodems. De Icone Vane van A.P. van den Berg heeft vele

functies die een nauwkeurige vanetest bevorderen: - De koppelopnemer en aandrijving zijn zo dicht mogelijk bij de vin geplaatst voor de meest nauwkeurige meting. - Het is niet nodig dat de volledige sondeerstreng meedraait. - Een optionele stevige behuizing beschermt de vin; op de vereiste diepte wordt de vin naar buiten gedrukt en na de test weer teruggetrokken. - Icone Vane is beschikbaar in een versie met een instelbare rotatiesnelheid van 0,1 tot 6° per sec voor het uitvoeren van zeer nauwkeurige afschuiftesten en een versie met een range van 0,2 tot 12° per sec voor het snel roeren van de grond.

Conclusie Recente ontwikkelingen met betrekking tot het toepassen van digitale elektronica in de conus, bieden een scala aan nieuwe functies en voordelen. De meest prominente van deze is de mogelijkheid om de digitale Icone eenvoudig uit te breiden met click-on modules voor het meten van aanvullende parameters. Elke module wordt automatisch herkend door de Icontrol datalogger, waardoor een waar plug & play systeem is ontstaan. 

Figuur 3 - Seismic Module met 10 cm2 Icone.

Figuur 4 - Conductivity Module met 10 cm2 Icone.

Figuur 5 - Magneto Module met 10 cm2 Icone.

Figuur 6 - Icone Vane zonder behuizing.

25

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


Ingezonden

Reactie op ‘Praktische overwegingen bij de NPR9998’ (Geotechniek, juli 2015) van CRUX Engineering BV Door: K. Siderius M.Sc., Geotechnical Consultant Fugro GeoServices B.V. en Ir. F.J.M. Hoefsloot, Principal Consultant, Fugro GeoServices B.V

Inleiding In de Geotechniek van juli 2015 is door CRUX Engineering BV een uitgebreide uiteenzetting gegeven getiteld “Praktische overwegingen bij de NPR9998”. In het artikel worden verschillende aspecten welke een rol spelen bij het onderzoeken van het gedrag van grond onder een seismische belasting behandeld, één aspect hiervan is het beschouwen van de verwekingsgevoeligheid. In het artikel wordt gesteld dat de methode voorgeschreven in de NPR een (te) conservatieve methode is en dat de methode Robertson een minder

conservatieve benadering geeft. Fugro GeoServices B.V. voert wereldwijd studies uit naar verweking en is van mening dat deze opmerking dient te worden genuanceerd.

Verwekingsanalyse Hoewel de verschillende benamingen van de methoden [1] [2] [3] [4] [5] [6] doen vermoeden dat de berekeningsmethoden sterk van elkaar verschillen hebben ze alle een gelijke basis; de “Simplified Method” [7]. De methoden zijn gebaseerd op verschillende datasets met archiefgegevens

welke waarnemingen van aardbevingen bevatten en continu worden bijgewerkt. Per methode verschilt de gebruikte data; soms wordt archiefdata anders geïnterpreteerd, soms wordt data van slechte kwaliteit niet meegenomen of is de interpretatie van de data anders. In 1 is de aanwezigheid van aardbevingen met een bepaalde maximale piekversnelling (amax) en magnitude (mw) grafisch weergegeven. De range van amax aanwezig in de database laat een redelijke spreiding en een volledig beeld zien. De range van mw aanwezig in de datasets is hier het tegenovergestelde van; er is geen enkel event met een mw kleiner dan 5,5 [-] opgenomen in de datasets. Het extrapoleren van de “empirische” relaties buiten het bereik van de datasets, bijvoorbeeld voor de aardbevingen in Groningen (mw = 5,0 [-]) dient daarom voorzichtig te worden uitgevoerd. Het ontbreken van data, of juist de aanwezigheid hiervan, zal zich vertalen in een verschillende interpretatie van de data; minder data zal een grotere spreiding geven. Dit is terug te zien wanneer berekeningsresultaten met verschillende methoden met elkaar worden vergeleken. In 2 is een vergelijking gemaakt tussen 4 methoden. De berekeningen zijn uitgevoerd met het programma Cliq met een versnelling van 0,3 [g]. In de linker grafiek is de conusweerstand (qc) geplot tegen de diepte. In de middelste de berekende veiligheidsfactor bij een mw van 7.5 [-] en in de rechter grafiek bij een mw van 5.0 [-]. In de middelste grafiek (mw = 7.5 [-]) laten alle methoden een vergelijkbaar beeld zien. In de rechter grafiek (mw = 5.0 [-]) is een groot verschil tussen de methoden aanwezig. De data beschikbaar in de datasets is ontoereikend om een eenduidige conclusie te trekken bij een magnitude van mw 5.0[-]. Is er dan wel een manier waarmee verweking ten gevolge van lage magnitude aardbevingen goed kan worden beschouwd?

Figuur 1 - Aanwezige gegevens in verschillende datasets.

Eigenschappen van aardbevingen

Figuur 2 -Vergelijking berekeningsmethoden bij verschillende magnitude

26

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Uiteindelijk zijn veel parameters in de berekeningsmethoden (semi-)empirische grootheden welke de eigenschappen van de aardbeving moeten beschrijven. De fysische eigenschap (onafhankelijk van de bodemopbouw) welke daadwerkelijk


Tabel - Eigenschappen accelerogrammen.

wel of geen verweking veroorzaakt is de mate van beweging van de grond in de tijd; dit wordt vaak gepresenteerd in de vorm van een accelerogram. Om dit te illustreren is uit de database van [3] en [6] een event met een lage amax en een event met een lage mw geselecteerd waarbij verweking is opgetreden en accelerogrammen beschikbaar waren, deze geselecteerde aardbevingen zijn weergegeven in 1 en 3. In 3 zijn 4 signalen weergegeven. Signaal 1 (ID1), gemeten op 105 km afstand van het epicentrum heeft een hoge magnitude en een lage PGA. Signaal 2 (ID2) heeft een lage magnitude maar een hogere PGA t.o.v. signaal 1. Bij beide signalen is op kleine afstand van het meetpunt het optreden van verweking geconstateerd, [8] en [9]. In 3 is ook een signaal weergegeven van een aardbeving in Groningen: Huizinge-2012 (ID3). Hoe het accelerogram van een geïnduceerde aardbeving in Groningen met een hogere magnitude er uit ziet is onzeker. Ter illustratie is in 3 het Huizinge-signaal weergegeven met een PGA van 0,15 [g] en met een arbitraire factor 1,2 [-] in de tijd geschaald (ID4). Het simpelweg verschalen van het tijdssignaal in amplitude en tijdsstap is wellicht een onveilige benadering aangezien met een hogere magnitude waarschijnlijk meer cycli zullen optreden. Een betere methode is een bestaand signaal met een gewenste magnitude uit een database te selecteren en het frequentiespectrum hiervan af te stemmen op de in Groningen gemeten signalen.

Magnitude Scaling Factor Om het verschil in eigenschappen van aardbevingen met een verschillende magnitude te compenseren is een factor in de eerder genoemde methoden opgenomen, de Magnitude Scaling Factor (MSF). De MSF zelf is onderhevig aan vele updates. In [10] wordt een uitgebreide beschouwing gegeven van de vele benaderingen van de MSF. Opmerkelijk hierbij is dat er bijna nooit een waarde wordt gepresenteerd voor een Mw lager dan 5.5 [-]. Eén van de eigenschappen waarvoor de MSF moet compenseren is het aantal cycli wat optreedt tijdens een aardbeving. Hiervoor wordt

het aantal cycli geteld wat hoger is dan 65% van de amax. In [11] wordt een onderzoek beschreven waarin de invloed van de magnitude op het aantal cycli is geanalyseerd, hierbij is ook gekeken naar andere aspecten zoals afstand tot de bron of bronmechanisme. Door de MSF op te splitsen in verschillende parameters kan de invloed van deze parameters beter worden onderzocht wat wellicht een interessant onderzoek is om meer inzicht te krijgen in de verwekingsproblematiek in Groningen. Op dit moment is de relatie tussen magnitude en het aantal optredende cycli voor ondiepe aardbevingen nog onzeker. We kunnen wel met zekerheid stellen dat een aardbeving in ieder geval 1 piekversnelling zal kennen; de waarde van de MSF is dus gelimiteerd. De minimale waarde van de MSF is echter niet eenduidig vast te stellen.

aan de maximale waarde van de MSF. Hierbij wordt als uitgangspunt een aardbeving genomen waarbij één enkele puls het aardbevingssignaal domineert. Hoewel CRUX Engineering BV terecht opmerkt dat de MSF gebonden is aan een bepaalde methode dient wel voorzichtig om te worden gegaan met de waarde van MSF bij lage magnitudes. De methoden waarbij de MSF een gecombineerde factor is of niet gelimiteerd (zoals de methode Robertson) dienen met terughoudendheid te worden gebruikt bij lagere magnitudes. Fugro GeoServices B.V. adviseert om de uitkomsten van verschillende methoden met elkaar te vergelijken en de verschillen te onderzoeken. Op basis van de resultaten hiervan kan een uitspraak worden gedaan van de verwekingsgevoeligheid van een bepaald grondprofiel op een bepaalde locatie.

Conclusie De NCEER workshop in 1997 [1] welke ook in het artikel van CRUX Engineering BV wordt genoemd geeft een range van aanbevolen waarden voor de MSF. Onderzoek naar de waarden voor de MSF in [11] laat echter zien dat de waarden uit de NCEER wellicht te optimistisch zijn bij lage magnitude aardbevingen. [11] concludeert “It is important to note that all three relations are at or below the widely used range of scaling factors proposed by Youd and ldriss, 1997 (Fig. 1) for m < 7.5. This outcome is important for regions whose seismic hazard is dominated by low-magnitude events.”. Een belangrijke opmerking voor de problematiek in Groningen waar met name lage-magnitude aardbevingen voorkomen. De waarden voor de MSF gevonden door [11] en de waarden uit de NCEER Workshop (1997) zijn grafisch weergegeven in 4. Opmerkelijk hierbij is dat bij een grotere afstand tot de bron het aantal cycli toe neemt; dit is later ook gevonden door [12]. Dit is wellicht een gunstige observatie voor het verwekingsaspect in Groningen gezien de relatief kleine afstanden. Liu (2001) [11] is niet de enige die waarschuwt voor het toepassen van een hoge MSF bij lage magnitudes. In [4] en [6] wordt aandacht besteed

27

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Fugro GeoServices B.V. is van mening dat de conclusies van CRUX Engineering BV beschreven in het artikel “Praktische overwegingen bij de NPR9998” in de Geotechniek van juli 2015 dienen te worden genuanceerd. In het artikel van CRUX Engineering BV wordt gesteld dat de methode beschreven in de NPR9998 een conservatieve en onrealistische methode is. De methode voorgesteld door Robertson zou een minder conservatieve benadering hebben en beter aansluiten op de situatie in Groningen. Bovenstaand zijn de achtergronden en aspecten van verschillende methoden om de verwekingsgevoeligheid van een grondprofiel te berekenen met elkaar vergeleken en worden de volgende conclusies getrokken: - In de datasets welke zijn gebruikt voor afleiding van de verschillende methoden zit onvoldoende data om een eenduidige voorspelling van de verwekingsgevoeligheid bij lage magnitudes (mw < 6,0) te geven. - Op basis van de data aanwezig in de datasets gebruikt voor de afleiding van de verschillende methoden kan niet worden gesteld dat de methode Robertson minder conservatief is of de methode beschreven in de NPR9998 (te) conservatief.


Ingezonden - Het minimum aantal cycli wat optreedt tijdens een aardbeving is gelimiteerd, derhalve zal ook de MSF een maximale waarde kennen. - Theoretische onderbouwingen van de MSF en ook statistische analyses van archiefdata geven lagere waarden voor de MSF dan de waarden voorgesteld in de NCEER workshop (1997). Hoewel directe vergelijking tussen de MSF van verschillende methoden door afhankelijkheid van andere parameters niet goed mogelijk is dient wel terughoudend te worden omgegaan met hoge (ongelimiteerde) MSF’s bij lage magnitudes. Er zijn geen waarnemingen in de datasets aanwezig of theoretische onderbouwingen die een hoge MSF bij lage magnitude, zoals gesuggereerd door CRUX Engineering BV, onderbouwen. Fugro GeoServices B.V. adviseert om de berekeningsresultaten van verschillende methoden met elkaar te vergelijken en eventuele verschillen te onderzoeken. Op basis hiervan kan een uitspraak worden gedaan van de verwekingsgevoeligheid van een bepaald grondprofiel op een bepaalde locatie. Om beter inzicht te krijgen van de verwekingsgevoeligheid bij lagere magnitudes dient nader onderzoek te worden uitgevoerd. Het toevoegen van data van lage magnitude aardbevingen zou de betrouwbaarheid van de beschikbare methoden bij lage magnitudes sterk kunnen vergroten.

Figuur 3 - accelerogrammen met verschillende eigenschappen.

Bibliografie [1] Youd, T.L. Idriss I.M., „Liquefaction resistance of soils: summary report form the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF workshops on evaluation of liquefaction risitance of soils,” Journal of geotechnical en geoenvironmental engineering, nr. 127, pp. 297-313, 4 April 2001. [2] R.B. Seed, K.O. Cetin, R.E.S. Moss, A.M. Kammerer, J. Wu, J.M. Pestana, M.F. Riemer, R.B. Sanicio, J.D. Bray, R.E. Kayen, A. Faris, „Recent advances in soil liquefaction engineering: a unified and consistent framework,” College of engineering University of California, Berkeley, 2003. [3] R.E.S. Moss, R.B. Seed, R.E. Kayen, J.P. Stewart, A. Der Kiureghian, K.O. Cetin, „CPT-Base Probabilistic and Deterministic Assessment of In Situ Seismic Soil Liquefaction Potential,” Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering, vol. August 2006, nr. ASCE, pp. 1032 - 1051, 2006. [4] I.M. Idriss, R.W. Boulanger, Soil Liquefaction during earthquakes MNO-12, Davis: Earthquake Engineering Research Institute, 2008. [5] P.K. Robertson, „Performance base earthquake design using the CPT,” p. 21, 2009.

Figuur 4 Overgenomen uit [11].

[6] R.W. Boulanger, I.M. Idriss, „CPT and SPT based liquefaction triggering procedures,” University of California at Davis, Davis, april 2014. [7] Seed, H.B., Idriss, I.M., „Simplified procedure for evaluating soil liquefaction potential,” Journal of geotechnical engineering, 1971. [8] T.L. Youd, G. F. Wieczorek, „Liquefaction During the 1981 and Previous Earthquakes Near Westmorland California,” United States Department of the Interior Geological Survey, 1984. [9] R.B. Seed, S.E. Dickenson, M.F. Riemer, J.D. Bray, N. Sitar, J.K. Mitchell, I.M. Idriss, R.E. Kayen, A. Kropp, L.F. Harder Jr., M.S. Power, „Preliminary Report on the Principal Geotechnical Aspects of the October 17, 1989 Loma Prieta Earthquake,” Earthquake Engineering Research

28

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Center College of Engineering University of Califorina, Berkeley, April 1990. [10] K. Onder Cetin, H. Tolga Bilge, „Perfomance-Based Assessment of Magnitude (Duration) Scaling Factors,” Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, nr. March, pp. 324 - 334, 2012. [11] A.H. Liu, J.P. Stewart, N.A. Abrahamson, Y. Moriwaki, „Equivalent Number of Uniform Stress Cycles for Soil Liquefaction Analysis,” Journal of Geotechnical an Geoenvironmental Engineering, pp. 1017 - 1025, December 2001. [12] J. Hancock, J.J. Bommer, „Predicting the Number of Cycles of Ground Motion,” in World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, B.C., Canada, 2004. 


Respons van de auteurs In een reactie op het artikel “Praktische overwegingen bij de NPR9998” schrijft Fugro Geoservices B.V. dat de conclusie aangaande het conservatisme in de NPR genuanceerd dient te worden. De argumenten die daarvoor worden aangedragen hebben betrekking op de onderlinge verschillen tussen de methoden van Idriss en Boulanger en Robertson. CRUX Engineering BV erkent dat op dit moment nog sprake is van verschillen tussen de beschikbare methoden en dat er onzekerheid bestaat over het gebruik van deze methoden bij kleine magnitude aardbevingen en onderschrijft derhalve ook de aanbeveling dat een uiteindelijke beoordeling van het risico gemaakt dient te worden op basis van meer dan een methode (I&B 2008, B&I 2014, Robertson, Seed, Youd etc). Het grootste bezwaar op de “I&B methode” zoals omschreven in de NPR blijft echter dat hierin bepaalde aspecten van de I&B 2008 methode wor-

den weggelaten/ aangepast (zoals de definitie van Fines & aangepaste de Rd-factoren), met als gevolg nog conservatiever uitkomsten dan de bandbreedte welke gevonden wordt met de hiervoor genoemde methoden. Zoals Fugro Geoservices B.V. opmerkt zit er een verschil tussen de MSF waarden welke gebruikt worden in de verschillende methoden (zie figuur 5 & figuur 9 in het originele artikel). De waarde van de MSF wordt hierin bij de methode van Idriss en Boulanger bij een magnitude onder Mw 5.25 afgekapt op 1,8. De achterliggende gedachte hierbij volgt uit het idee dat er te allen tijde sprake is van ten minste 1 cyclus. Uitvoerig contact met zowel professor Boulanger als professor Robertson sterkt CRUX Engineering BV in haar twijfel over de validiteit van deze afgekapte waarde voor de voornamelijk siltige zandlagen welke worden aangetroffen in de regio Groningen. Het afkappen van de MSF factor op 1,8

(en nog lager bij de ge-update I&B methode uit 2014) is een keuze die is gebaseerd op door prof. Boulanger uitgevoerde lab proeven op zeer losgepakte zandlagen waar inderdaad een enkele belastingcyclus voldoende was om in het monster volledige wateroverspanning te genereren als gevolg van contractie. De vraag blijft echter bestaan of de relatie tussen de CSR en de CRR dan nog volledig opgaat aangezien het twijfelachtig is of de siltige zandlagen tot een vergelijkbaar contractant gedrag in staat zijn. Bij het beoordelen van het liquefactie-risico met behulp van meerdere beschikbare methoden dienen de hiergenoemde nuances altijd in ogenschouw genomen te worden. Voor een beter inzicht op het effect van de kortdurende lage magnitude aardbeving op de siltige zandlagen wordt daarom reikhalzend uitgezien naar de resultaten van de frozen soil testen welke momenteel door Deltares worden uitgevoerd. 

Geotechniek, ook voor en door jongeren! De focus op jongerenwerking bij de expertgroep Grondmechanica & Funderingstechniek werd met succes in de verf gezet op het Jongerenforum Geotechniek.

Jongerenforum Geotechniek, Antwerpen - 5 juni 2015 Met 10 weerhouden projecten bood dit forum een uitstekende gelegenheid voor jonge geotechnici om hun ervaringen te delen en te netwerken met collega’s uit het geotechnische vakgebied in Vlaanderen. De kwaliteit van de presentaties en de opkomst van vele jongeren biedt perspectieven voor de toekomst. In de categorie ontwerp werd Jan Verstraelen (r.o.) met een presentatie over “Ontwerpen op basis van resultaten van laterale belastingsproeven” tot laureaat gekozen. De presentatie van Thomas Demeyere (l.o.) over “Stabilisatie kluismuren binnenstad Utrecht” kon jury en publiek het meest bekoren in de categorie uitvoering. Beide laureaten dienen daarover ook een artikel in voor dit tijdschrift. De volgende activiteiten staan op het programma:

Cursus kaaimuren en aanlegsteigers Voorjaar 2016 In dit cursusprogramma worden de meest courante types kademuren (damwanden, combiwanden, Deense wanden, L-muren, blokkenmuren) en steigers toegelicht. Er wordt zowel aandacht besteed aan de uitvoeringsaspecten als aan de dimensionering. Reële cases en recente praktijkvoorbeelden illustreren zowel goede als foute praktijken. Meer www.ie-net/kaai2016 Studiedag doorpersingen en gestuurde boringen – Voorjaar 2016 Deze studiedag gaat in op zowel ontwerp- als uitvoeringsaspecten van doorpersingen en gestuurde boringen. Meer info www.ie-net/boring

Studiedag Speciale gronden Antwerpen – 2 december 2015 Tijdens deze studiedag wordt dieper ingaan op een aantal speciale grondsoorten. Welke problemen kunnen o.a. opduiken bij veen-, mergel- en krijtgronden? Een aantal begrippen worden toegelicht : Collapsible soil, lössgrond, glauconiethoudende zanden. Meer www.ie-net.be/gronden

29

G EOTECH NIEK – Januari 2016

Basiscursus grondmechanica - Najaar 2016 In het najaar starten we een nieuwe driejaarlijkse opleidingscyclus in de grondmechanica en geotechniek, met de basiscursus Grondmechanica. In 8 modules worden de basisbegrippen van de grondmechanica toegelicht, en wordt ingegaan op draagvermogen van ondiepe funderingen, zettingen en draagvermogen van palen. Geotechniekdag (Nederland-België) Antwerpen – Najaar 2016 Blikvanger van het najaar wordt de gezamenlijke Geotechniekdag van ie-net-KIVI, die in 2016 in België wordt georganiseerd. Het thema van deze Geotechniekdag wordt nog samen met onze Nederlandse collega’s vastgelegd.


The Magic of Geotechnics

Geotechniek - een goed verhaal Het is helemaal in: narratives. Of in goed Nederlands: narratieven. Tot voor kort was het alleen een bijvoeglijk naamwoord: narratieve psychologie en de narratieve methode. Verhalend, of door middel van een verhaal. Maar sinds een tijdje is het ook een zelfstandig naamwoord: het narratief. Het sterke verhaal, of beter: het verhaal dat je identiteit definieert. En dat laat zien hoe goed je

Een journalistiek artikel in een krant is anders. Het begint met een –liefst verrassende– conclusie en pelt dan geleidelijk af naar steeds meer detail, in de wetenschap dat de niet-specialistische lezer afhaakt en naar wat anders zapt zodra de spanningsboog op is – en dat kan heel snel zijn. En in de wetenschap dat de opmaakredacteur gewoon het onderste stuk van het artikel afknipt als de ruimte op is. Als je een geotechnisch verhaal vertelt aan een niet-vakgenoot is dat nog niet zo’n

bent. Dat het begrip opgeld doet hangt een goed verhaal kunt hebben dan een lijstje dat met harde criteria poogt aan te tonen waarom je er toe doet. Objectief, transparant, reproduceerbaar – maar niet overtuigend. En dat laatste is een goed verhaal wel.

Wat is nou een goed verhaal? Er is niet één model voor het goede verhaal. Het hangt van de omstandigheden, het onderwerp en de toehoorder af. Een wetenschappelijke presentatie op een conferentie kan een goed verhaal zijn als de toehoorders mede-wetenschappers zijn. Zo’n verhaal presenteert een hypothese, doet verslag van het hoe en wat van het onderzoek, beschrijft mitsen en maren en trekt uiteindelijk een conclusie. De collegawetenschapper, die het naadje van de kous wil weten, vindt het een goed verhaal maar alle anderen hebben dan al lang afgehaakt.

geven. Ga niet mee met vreemde mannen, laat je niet kisten door een boze stiefmoeder, dat soort. Een sprookje is een cultuurdrager die levenswijsheden uitdraagt en door je verhaal te beginnen met “Er was eens ...” plaats je je verhaal in de traditie van de sprookjesverteller – wat je gaat zeggen is gewoon een levenswijsheid. Daarom is de sprookjesvorm geschikt om geotechniek in de schijnwerpers te zetten zonder meteen de indruk te geven dat je je waar probeert te verkopen. Wat zijn nog meer elementen van een overtuigend verhaal? In de Griekse oudheid had Aristoteles het al over Ethos, Pathos en Logos. Ethos is je toehoorder doen geloven dat jij als verteller een goed mens bent, want dan zal je verhaal ook wel kloppen. Vrij vertaald: als je project bijdraagt aan de welvaart of het welzijn van Nederland of de wereld moet je wel een goed mens zijn, dus leg nadruk op wat het project bijdraagt aan de maatschappij. Pathos is de emotie, hoe knap het is (u herinnert zich de foto van de boormachinist van de NZ-lijn ‘Ik boor hier in een puddingbroodje!’).

samen met het groeiende inzicht dat je beter

Een mooi verhaal hoeft niet waar te zijn. Se non è vero, è ben trovato, zeggen ze in Italië als je een onwaarschijnlijk verhaal opdist dat door een verrassende uitkomst of een bijzondere plot toch de aandacht trekt en in het geheugen blijft hangen. Elke kwakzalver weet dat en heeft een overtuigend verhaal waar de goedgelovigen intrappen. De phishing mail die u uw wachtwoord aftroggelt is van hetzelfde laken een pak. Is elke verteller van overtuigende verhalen dan onbetrouwbaar? Natuurlijk niet, maar het lijkt er wel eens op dat we als geotechnici zo bang zijn voor kwakzalver te worden gehouden, dat we maar helemaal geen verhalen meer vertellen en ons beperken tot de droge feiten. Dat is het andere uiterste en een gemiste kans. Puur zakelijke en rationele mededelingen wekken niet gauw enthousiasme op voor ons vakgebied, met goede verhalen maken we meer kans.

Dr. Jurjen van Deen Deltares

slechte strategie. Wanneer je ziet dat je toehoorder afhaakt, stop je met je verhaal of je vraagt naar zijn reactie. Wel opletten dus of je toehoorder non-verbaal (of zelfs verbaal – maar jij hoort niks) te kennen geeft dat het wel genoeg is.

Trots is een krachtige drager van een goed verhaal. De grootsheid van het project, hoe diep de bouwput, hoe dicht bij de belendingen, hoe zwaar de trein over de paalmatras, hoe slim ingepast in de binnenstad of zelfs in een bestaand gebouw. En hoe slinks de ondergrond weer eens was. Emotie van de verteller zelf helpt ook, een verhaal dat je zelf hebt meegemaakt is gemakkelijker dan iets van-horen-zeggen – maar ook daar kun je een verhaal van maken. En bouw de spanning op, werk naar een climax toe, verval niet in een “en toen, en toen”- stijl. Logos, tenslotte, is de rationele kant van de zaak, dat we uit kunnen rekenen dat het klopt. Is meestal niet de meest handige ingang maar je moet er wel op kunnen inspringen als je toehoorder gaat doorvragen en technisch onderlegd blijkt te zijn.

Een ander model om je verhaal vorm te geven is het klassieke sprookje: er is een prinses, een boze stiefmoeder, een held, en een happy end. Bij ons is de prinses het prestigeproject – de NoordZuidlijn, het aquaduct onder de Oude Rijn of de boulevard in Scheveningen – de boze stiefmoeder is de ondergrond die steeds weer slinkse streken met ons uithaalt, en de held de geotechnicus, uiteraard. Een sprookje is er niet om te overtuigen, het pretendeert een levenswijsheid weer te

En daar hebben we dan de toehoorder, je publiek. Kijk altijd wel naar wie je voor je hebt. Wat heeft je toehoorder (of toehoorster) voor voorkennis? Wat vindt ze interessant? Heeft ze een bèta achtergrond of juist niet? Is ze geïnteresseerd in aansprakelijkheid , in economie of in architectuur of – je weet nooit – in techniek? Let op de verbale én de non-verbale reactie. Vraag het desnoods: wat vind jij nou interessant aan zo’n project? Houd ook rekening met misvattingen bij je toehoorder.

Grootste verteller aller tijden.

30

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


Grondwater zit niet in grote holtes onder de grond, wat sommige mensen nog wel eens denken. En als je een terrein bouwrijp maakt door er een berg zand op te gooien is het niet in een dag of een week gepiept – het kan jaren duren voor het in evenwicht is. Jij weet dat wel, je toehoorder waarschijnlijk niet. Hoe kom je aan verhalen? Bedenk dat ze niet van jezelf hoeven te zijn. Het mag wel, en maakt het verhaal mogelijk overtuigender vanwege die emotie, maar het is niet nodig. Ons aller Geotechniek staat vol met sterke verhalen als je de artikelen met de goede blik bekijkt. De meeste artikelen zijn technisch ingestoken en gericht op sommen en technische details, maar als je alleen de inleiding en de conclusie leest (en dat deed je toch al) en ze dan met de blik van de verhalenverteller beschouwt kom je een heel eind, zie het kader met voorbeelden van de laatste jaren. Lees ook eens de voorbeeldverhalen in de GeoImpuls bundel ‘Heeft u overal aan gedacht?’, geschreven voor bestuurders, architecten en projectontwikkelaars. In 250

woorden uitgelegd waarom de ondergrond een probleem leek te worden en hoe het is opgelost. Vereenvoudig zoveel als mogelijk, maar niet meer. En vermijd rampverhalen: die zijn wel smeuiïg

Iconische verhalen - Vier verhalen in ’Heeft u overal aan gedacht’, zie www.geoimpuls.org). - Ad Tissink, De fundamenten van de stad, uitg. Bas Lubberhuizen, 2010. - De passage van de NZ lijn onder Amsterdam CS, in Tissink, achtste verhaal; en Geotechniek Special, oktober 2009, p 12. - Bevriezen van de grond bij Rotterdam CS, Geotechniek, juli 2011, p 24. - Conservatoriumhotel Amsterdam, Geotechniek Special, december 2012, p 20. - Paalmatrassen, Geotechniek 2015, nr. 1, p 58. - Diepwandcontrole Delft , Geotechniek Special, april 2015 p 32.

maar dragen niet bij aan het imago van de geotechniek. Of je moet ze heel zorgvuldig inkaderen. Dat er aan de Vijzelgracht verzakkingen optraden door gaten in de diepwand en dat we daarvan geleerd hebben in Delft zodat daar – vijf jaar later – dankzij een slimme meettechniek een gat tijdig ontdekt werd en schade aan het oude stationsgebouw voorkomen. Het zou niet verkeerd zijn als we een rijtje van twintig of dertig verhalen hadden die iedere geotechnicus eigenlijk zou moeten kennen, een soort ‘Canon van de geotechniek’. Met prestaties waar niet-geotechnici ook stil van worden. Boren onder de Bijenkorf door. Verbreding van de spoorbaan zonder dat de treinenloop onderbroken hoeft te worden. Een parkeergarage in de strandboulevard. De artikelen in het boekje waar Parooljournalist Ad Tissink in 2009 de Keverling Buisman Prijs voor kreeg, komen in de buurt; die zijn alleen wel erg Amsterdams. Maar met uw verzameling oude Geotechnieken komt u ook een eind. 


Normen & waarden

Hoe houden we waterwingebieden veilig? Arjen Roelandse en Harrie Timmer Hydrologen, Oasen

Drinkwaterbedrijf Oasen voert een actief beschermingsbeleid om haar bronnen veilig te stellen. Jaarlijks blijkt er 150 keer risicovol te worden gewerkt in de buurt van waterwinningen van Oasen. Dat betekent dat er bijvoorbeeld geen vergunning is, of geen aanvullende voorzorgsmaatregelen worden genomen. Oasen wil dit soort risico ’s verkleinen. Dit kan bijvoorbeeld door de beschermde gebieden toe te voegen aan het Oriëntatieverzoek bij een Klic-melding, zodat aannemers eerder op de hoogte zijn en de tijd hebben om noodzakelijke procedures te doorlopen. Er zijn waarschijnlijk meer goede praktische suggesties. Oasen roept daarom de omgeving op om mee te denken over oplossingen om de waterwingebieden veilig te houden.

directe omgeving van het pompstation. De winning vindt plaats in het eerste watervoerende pakket direct onder de deklaag. In het gebied van Oasen, het Groene Hart, bestaat deze deklaag uit een afwisseling van klei en veen van ongeveer 10 meter dik. De deklaag beschermt het watervoerende pakket van vervuiling vanaf het maaiveld. Daarnaast zorgt de deklaag dat het grondwater vanaf maaiveld relatief lang (enkele maanden) onderweg is voordat het de winning bereikt. Dit is

Huidige gang van zaken

Inleiding In het verleden werd de diepere ondergrond vooral gezien als waterleverancier. Dit kostbare en veelal goed beschermde erfgoed werd alleen gebruikt voor de (drink)watervoorziening. De laatste jaren is drukte in de ondergrond toegenomen en wordt deze voor veel meer dan alleen water gebruikt. De ondergrond kan ons bijvoorbeeld schone energie leveren. Zo is Warmte-Koudeopslag (WKO) een methodiek om energie in de vorm van warmte of koude op te slaan in de bodem. Het wordt gebruikt om gebouwen te verwarmen en/of te koelen. De opmars van allerlei WKO-systemen neemt dan ook een grote vlucht. Een andere ontwikkeling is de verbetering van de horizontale boortechnieken, waarbij steeds grotere afstanden worden overbrugd. Met dit toenemende medegebruik van de ondergrond, nemen ook risico’s toe voor het eerder genoemde erfgoed. Om deze beheersbaar te houden, is een groter bewustzijn van de betrokkenen nodig en een grotere alertheid van de drinkwaterbedrijven. Dit artikel beschrijft de ervaringen van Oasen en doet een oproep om mee te denken over oplossingen om de waterwingebieden veilig te houden.

Belang van de deklaag voor drinkwater Oasen heeft vooral oevergrondwaterwinningen. Dat wil zeggen dat oppervlaktewater voornamelijk uit de Lek infiltreert naar het grondwater en daar als grondstof voor drinkwater wordt gewonnen. Een deel van het water komt echter ook vanuit de

sche besmetting ook financieel vele honderdduizenden euro’s aan onderzoek, herstel- en desinfectiewerkzaamheden veroorzaken. Het is dus belangrijk deze problemen te voorkomen.

Tabel 1: Locatie van de activiteiten Locatie activiteiten Waterwingebieden Grondwaterbeschermingsgebieden

% 7% 26%

Boringsvrije zones

53%

Buiten de milieubeschermingszones

15%

cruciaal voor de bacteriologische kwaliteit van het opgepompte water. Een groot deel van deze reistijd vindt plaats in de deklaag. Het doorsnijden van deze deklaag zorgt dus voor een grote afname van de reistijd en hiermee tot een grotere kans op bacteriologische besmetting. Een bacteriologische verontreiniging in het winveld en de doorwerking daarvan in de zuivering, kan ertoe leiden dat winning en zuivering volledige moeten worden gesloten. Naast problemen met de leveringszekerheid kan een bacteriologi-

32

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Om de deklaag rondom de drinkwaterwinningen te beschermen, zijn er vanuit de provincie beschermingsgebieden rondom de winning aangewezen in de Provinciale Milieuverordening (PMV). Uit deze verordening vloeien diverse verboden, waaronder een verbod op activiteiten die dieper gaan dan 2,5 meter. Het is mogelijk om voor deze en andere verboden een ontheffing te krijgen, als er bepaalde voorschriften worden toegepast. In het beleid zijn dus de bovenstaande risico’s via regelgeving geborgd. Helaas is deze regelgeving en de daarbij behorende voorschriften in de beschermde gebieden vaak niet bekend. Opdrachtgevers, aannemers en sommige gemeenten zijn er niet altijd van op de hoogte dat er aanvullende regels gelden. Vanwege de eerder geschetste toename van activiteiten in de ondergrond, leidt dit in de praktijk steeds vaker tot risicovolle activiteiten rondom onze winningen. De wet verplicht gravers elke ‘mechanische grondroering’ te melden. Dit moet minstens drie dagen, en maximaal twintig dagen voorafgaand aan de werkzaamheden gebeuren. Deze melding wordt een KLIC-melding genoemd. Om inzicht te krijgen in de activiteiten binnen onze beschermingsgebieden, beoordeelt Oasen sinds drie jaar alle KLICmeldingen. Bij alle risicovolle activiteiten wordt contact gelegd met de aannemer en wordt gewezen op de Eis voorzorgsmaatregelen en de PMV. Het nadeel van deze methode is dat de meeste KLIC-meldingen pas kort voorafgaand aan de activiteit worden gedaan. Vanwege de grootte van de beschermingsgebieden (enkele tientallen vierkante kilometers per gebied) en de doorlooptijd van de vergunning/ontheffing (enkele weken) is er geen directe oplossing voorhanden. De aannemer


krijgt dan te maken met uitstel van de activiteit of voert de activiteit zelfs illegaal uit. Dit kan leiden tot grote risico’s, zowel voor de aansprakelijkheid van de aannemer als voor de drinkwaterkwaliteit.

Aantal meldingen In 2014 zijn er 1200 meldingen bij Oasen binnengekomen over werkzaamheden in beschermde gebieden rondom een winningslocatie. Van al deze activiteiten en meldingen is uitgezocht of ze een risico vormen voor de winlocatie. In 95% van de gevallen is voldoende informatie ontvangen of achterhaald. Indien nodig werden hier maatregelen getroffen. Van deze 1200 meldingen vond 25% van de werkzaamheden dieper dan 2,5 meter plaats. Van alle activiteiten ligt ruim de helft in de boringsvrije zone, dit is het beschermde gebied dat het verst van de winning afligt. De rest ligt voornamelijk in het grondwaterbeschermingsgebied. Een klein aantal van de activiteiten ligt in het waterwingebied. De meeste hiervan zijn overigens eigen activiteiten van het drinkwaterbedrijf.

Beoordeling en controle Gezien het grote aantal activiteiten is het onmogelijk om alle meldingen te controleren. Bij de beoordeling wordt een inschatting gemaakt van de mogelijke impact als het mis gaat. Daarbij is de activiteit en de ligging ten opzichte van de winning een belangrijke factor. Een activiteit van het type ‘boring’ en ‘sonderingen’ is daarbij risicovoller ingeschaald dan bijvoorbeeld ‘beplanting’. Activiteiten in grondwaterbeschermingsgebieden zijn weer risicovoller beoordeeld dan die in een boringsvrije zone, die dichterbij de winning ligt. Indien de activiteiten erg risicovol zijn, worden de werken ook in het veld bezocht. Het aantal incidenten dat tijdens de controle naar boven komt is groot. Bij één op de acht gecontroleerde werkzaamheden is er geen bekendheid met de PMV. Er worden jaarlijks dus 150 boringen uitgevoerd zonder vergunning en/of aanvullende voorzorgsmaatregelen. Daarmee is er in de praktijk dus een serieus risico op het besmetten van het grondwaterpakket waaruit water wordt gewonnen voor drinkwater. Enkele jaren geleden

trad bij Oasen een bacteriologische besmetting op van een winveld door een niet juist uitgevoerde boring. De impact en schadepost was groot, omdat een volledig zuiveringsstation en winveld gedurende meerdere maanden buiten bedrijf moesten worden gesteld. Ervan uitgaande dat niemand het drinkwater bewust wil besmetten, is de vraag hoe we dit risico verder kunnen verkleinen. In het beleid lijkt het goed verankerd, maar de praktijk is weerbarstig. Het nabellen en controleren helpt, maar het moet nog beter. Suggesties zijn om de beschermde gebieden toe te voegen aan het Oriëntatie-verzoek voorafgaand aan een KLIC-melding. Aannemers zijn dan eerder op de hoogte en hebben zo nog tijd om de noodzakelijke procedures te doorlopen. Daarnaast hebben andere partijen die hier mee te maken hebben vast ook praktische en goede suggesties om de bovengenoemde risico’s te verminderen, zonder extra regeldruk. Oasen houdt zich dan ook aanbevolen voor goede ideeën. 


Afstudeerders In deze rubriek wordt een samenvatting gegeven van het afstudeerwerk van twee Master studenten Civiele Techniek met een onderwerp gerelateerd aan Geotechniek. In deze editie komt het onderzoek van Erik Winde en Yask Kulshreshtha aan bod. Beiden zijn afgestudeerd aan de Technische Universiteit Delft. Onderstaande paragrafen geven een samenvatting. De volledige werken zijn te vinden op http://repository.tudelft.nl.

Eindige-elementenmodellering voor aardbevingsbelastingen op dijken De verwachting is dat de geïnduceerde aardbevingen in Groningen met grotere frequentie en magnitude zullen voorkomen. Hierdoor is het noodzakelijk de invloed van aardbevingen op dijken te beschouwen. Eén van de belangrijkste gevolgen is verweking, waarbij de schuifsterkte van grond afneemt door opgebouwde wateroverspanning. Als gevolg hiervan kan overloop, golfoverslag of macro-instabiliteit optreden. De meest gangbare methoden voor het bepalen van waterspanningen tijdens een aardbeving, zoals EERI MNO-12, zijn gebaseerd op tektonische aardbevingen met een dieper hypocentrum en grotere magnitudes. Met de eindige-elementenmethode is het verschil tussen tektonische en geïnduceerde aardbevingen eenvoudiger toe te

Erik Winde

passen. Bovendien is het complex om met behulp van EERI MNO-12 verplaatsingen te bepalen, terwijl dit één van de belangrijkste toepassingen van de eindige-elementenmethode is.

paald op basis van een correlatie met SPT-waarden. Voor het hypoplastisch model zijn deze bepaald door de drie poriëngetallen zonder druk te vergelijken met bekende parametersets.

Doel van het onderzoek was inzicht te krijgen in de toepasbaarheid van de constitutieve modellen UBC3D-PLM en het hypoplastisch model voor het ontwerpen van dijken met aardbevingsbelasting; waarbij de focus lag op de ontwikkeling van wateroverspanningen. Beide modellen zijn gebruikt in PLAXIS2D. Daarbij is een vergelijking gemaakt tussen de resultaten van beide modellen en eerder uitgevoerde centrifugetesten. In deze centrifugetesten is een aardbevingssignaal toegepast op een schaalmodel van een dijklichaam. De inputparameters voor UBC3D-PLM zijn be-

Het onderzoek wees uit dat beide constitutieve modellen alleen toepasbaar zijn voor de voorspelling van wateroverspanningen in horizontale zandlagen onder dijken. De invloed van statische schuifspanning zorgt voor onnauwkeurige voorspellingen van de wateroverspanning onder het talud. Het feit dat de inputparameters relatief eenvoudig zijn te bepalen, geeft een solide basis voor beide modellen. Beide modellen dienen echter significant verbeterd te worden voordat ze in de praktijk toepasbaar zijn.

CoRncrete: a Bio-based construction material Corn starch is a common food ingredient that is used to thicken soup and sauces. The renewability and bio-degradability of corn starch has made it an interesting material for many industrial applications such as the production of bio-plastic. This study introduces the application of corn starch as a binder in a novel construction material, named CoRncrete. CoRncrete is formed by mixing corn starch with water and sand, and heating the mix in a microwave or oven. This heating process results in transformation of CoRncrete to a hardened material. Heating of corn starch in the presence of water results in the formation of a gel that hardens and binds with sand grains. With increasing moisture content the mixture showed self-compacting behaviour. Proctor tests showed a sharp increase in density close to the optimum moisture content. Heating the mixture at optimum water content resulted in the highest compressive strengths up to 26.7 MPa in microwave or 13.7 MPa when heated in a convection oven. The strength of CoRncrete has been shown to be affected by

water content, grain size of the sand and the heating procedure. When submerged in water, CoRncrete specimens showed complete to partial disintegration within a day. A preliminary life cycle assessment (LCA) indicated that CoRncrete has a higher environmental impact as compared to traditional construction materials red clay brick and Portland cement concrete. The higher eco-costs of CoRncrete were mainly attributed to the use of fertilizer during crop growth. On the other hand, CoRncrete achieves

Figuur 1 – Preparation of CoRncrete.

34

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Yask Kulshreshtha

its final strength in few minutes, while it requires several days to manufacture traditional building materials. Also, CoRncrete is 19% and 34% lower in density than red clay brick and Portland cement concrete. These advantages combined with its biodegradability and good compressive strength make it an interesting construction material in dry environments. The self-densifying effect and hardening behaviour may prove useful in ground improvement applications.


waterschap Hollandse Delta zoekt een

ADVISEUR GEOTECHNIEK (Adviseur B) In Zuid-Holland-Zuid zorgt waterschap Hollandse Delta voor stevige dijken en duinen, voor het zuiveren van afvalwater en voor schoon water in de watergangen, zoals sloten en plassen. In natte tijden gaat het waterschap overstromingen tegen. In droge perioden zorgt Hollandse Delta voor voldoende water in singels, sloten en plassen. Ook onderhoudt het waterschap vrijwel alle wegen en fietspaden buiten de bebouwde kom. Een van de afdelingen is de afdeling Advies en Automatisering (AA). AA beheert en levert de kennis, informatie en automatisering voor de processen zoals die door het waterschap worden uitgevoerd. Binnen het team Advies (AAAD) is geotechniek een primair kennisgebied ten behoeve van het toetsen en beoordelen van waterkeringen middels geotechnische en constructieve berekeningen en geotechnisch advies. Doel is dat binnen het waterschap het thema waterveiligheid in 2021 zodanig georganiseerd en ingericht is dat de eigen formatie in staat is om te sturen op resultaat, adequate besluitvorming en efficiënte processen. Basisvoorwaarden hiervoor zijn grondige kennis van ‘het systeem’ (de werking van de waterkeringen) en een uitmuntende informatievoorziening. De afdeling is daarom op zoek naar versterking in de vorm van een Adviseur Geotechniek (Adviseur B)

Dit ga je doen Je bent als adviseur B de senior in het team voor wat betreft Waterveiligheid en Geotechniek. Je bent in staat om te sturen op processen binnen Waterveiligheid waarbij de ontwikkeling van assetmanagement leidend is. Vanuit jouw specialistische kennis draag je bij aan de concretise-

ring van het ‘risicogestuurd’ werken. Essentiele onderdelen zijn: – Je vertaalt wensen en behoefte van de organisatie op het gebied van waterveiligheid en geotechniek naar concrete voorstellen en adviezen. – Je voert regie op de kennisontwikkeling wat betreft waterveiligheid binnen de organisatie zodanig dat deze kennis toeneemt. – Het voorbereiden en uitvoeren van toetsingen in het kader van WTI2017 – Formuleren, uitzetten en begeleiden van opdrachten op geotechnisch vlak aan adviesbureaus. – Geotechnische input leveren voor producten binnen de systeemgerichte contractbeheersing (o.a. functioneel specificeren t.b.v. vraagspecificatie eisen en proces) – Toetsen van producten van opdrachtnemers Schatten risico’s binnen contracten met systeemgerichte contractbeheersing.

Dit heb je in huis – Je bent een teamspeler die zowel intern met collega’s als extern met adviesbureaus, betrokken overheden en overige belanghebbenden goed kan communiceren. Je ondersteunt en coacht collega’s. – Je weet op een enthousiaste en gemotiveerde wijze je kennis over te brengen. – Als Adviseur waterveilighied heb je een minimaal HBO- of academische opleiding in een civieltechnische richting met aantoonbare kennis en ervaring op gebied van grondmechanica, geohydrologie en funderingstechniek. – Kernwoorden zijn analytisch, ondernemerschap, initiator van verandering en vernieuwing en gevoel voor bestuurlijke verhoudingen. – Je hebt bij voorkeur ervaring met het toetsen van waterkeringen. – Je hebt kennis van vigerende leidraden als de TR en ENW, Eurocode 7, NEN 3650/3651, OI en de WTI-SOS, je hebt kennis van statistiek,

35

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

faalkansen en probabilistiek, GIS, DAM, D-serie en Plaxis software. – Min. 4 jaar ervaring in een soortgelijke functie.

Hier mag je op rekenen Een dynamische werkomgeving die volop in ontwikkeling is, denk aan het invoeren van de principes van assetmanagement. Een ontwikkeling waar je zelf een belangrijke bijdrage aan zal gaan leveren. Je komt te werken in een gedreven team met professionals dat wordt gekenmerkt door zelfstandigheid en verantwoordelijkheid. Goede regelingen op het gebied van studie en een keuzesysteem arbeidsvoorwaarden. Je krijgt een salaris van max. € 66.100 bruto per jaar bij een werkweek van 36 uur incl. IKB. Inschaling is afhankelijk van opleiding en ervaring.

Laat van je horen Ben jij die enthousiaste professional die met veel energie en kennis van zaken bijdraagt aan het professionaliseren van de organisatie rondom waterveiligheid? Reageer dan vóór 28 januari via het sollicitatieformulier op www.wshd.nl o.v.v. vacaturenr. HD1518. Voor vragen over de functieinhoud neem contact op met Jannekee van Herreveld-Brand, Teamleider AAAD (088-974 3247). De gesprekken vinden in overleg plaats begin februari 2016. Een assessment kan onderdeel zijn van de procedure. Waterschap Hollandse Delta stelt er geen prijs op dat bedrijven op basis van deze advertentie ongevraagd hun diensten aanbieden.


Geotechnisch Risico Management voor uitbreiding museum ‘Ons’ Lieve Heer op Solder’ te Amsterdam

Ing. A. Balder CRUX Engineering B.V.

ir. J. Haasnoot CRUX Engineering B.V.

teraard niet tijdelijk kon sluiten. Er zijn daarom extra maatregelen getroffen om overlast zoveel mogelijk te beperken. De projectlocatie en omliggende gebouwen zijn weergegeven in Figuur 3. De meeste gebouwen uit deze periode bestaan voornamelijk uit 4 tot 5 verdiepingen bestaande uit hout en metselwerk.

Figuur 1 – Het museum met de verborgen zolderkerk.

Inleiding Het museum “Ons‘ Lieve Heer op Solder” is één van de oudste en meest opmerkelijke musea in Amsterdam en ontvangt jaarlijks meer dan honderdduizend bezoekers. Achter de karakteristieke gevel van het grachtenpand ligt een grotendeels origineel 17e eeuws huis en compleet verborgen zolderkerk. Deze verborgen kerk “op Solder” is gebouwd gedurende de Reformatie, toen katholieken werd verboden om openbare diensten te houden.

gebruikt als gang. Voordat de bezoeker de woonhuizen en de schuilkerk ziet, krijgt deze in de ruim vijf meter hoge, ondergrondse ruimte informatie over het monument. Het nieuwe entreegebouw bevat facilitaire functies zoals een museumwinkel, garderobe en een museumcafé, voorzieningen die in het oude pand niet aanwezig waren. Ook is er een educatieve ruimte waar in de toekomst onderwijsprogramma’s over thema’s als religieuze diversiteit en tolerantie plaatsvinden.

Project locatie en omgeving Het museum is gerestaureerd, gerenoveerd en uitgebreid om het oude huis met de schuilkerk in stand te houden als ‘historisch huis’, ontdaan van alle toevoegingen. Het buurpand is erbij betrokken en ondergronds verbonden met het monument. De passage onder de steeg wordt niet alleen

De projectlocatie is gelegen aan de Oudezijds Voorburgwal 40, daterend uit de Gouden Eeuw (17e eeuw). Een locatie met nauwe restricties ten aanzien van belendingen, logistiek en hinder in het algemeen. En een museum, op één van de drukste toeristische knooppunten van Amsterdam, dat ui-

36

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Sinds de grachtengordel van Amsterdam in 2010 benoemd werd tot Unesco-Werelderfgoed luidt het motto ‘Behoud en herstel’. Sloop- nieuwbouw (volgens moderne architectuur) van Oudezijds Voorburgwal 40, alsook een luchtbrug tussen de twee panden was daarmee uitgesloten. De enige uitweg was daarmee een ondergrondse verbinding, waarvoor paradoxaal het pand op nummer 38 afgebroken moest worden. Dat is zorgvuldig gebeurd, met behoud van gevelstenen, waarna een nieuw casco met een op het oude gelijkende buitengevel is herbouwd. Omdat funderingsgegevens van de belendende panden niet beschikbaar waren, is gestart met een uitgebreide inventarisatie en analyse van de omliggende bebouwing. Er is een groot aantal funderingsinspecties uitgevoerd, waarbij alle denkbare funderingstypen die door Bureau Monumenten en Archeologie ooit beschreven waren voorkwamen. Dit varieerde van de oudste vormen van funderingen op staal tot de eerste paalfunderingen op slieten in een raster. De fundering van het monumentale museum verkeerde in een zeer slechte staat, de palen waren nagenoeg geheel aangetast. Al in de jaren 60 was de meest kritische hoek al eens versterkt met enkele perspalen. Uit een haalbaarheidsonderzoek is gebleken dat enkele belendingen in een zodanig slechte staat verkeerden dat deze belemmerend zouden werken voor een optimaal ondergronds volume. Deze belendingen zijn in het plan geïntegreerd en de funderingen zijn voorafgaand aan de aanleg van de bouwkuip versterkt. Dit gebeurde door middel van een op spanning gebrachte, nieuwe paalfundering in de Tweede Zandlaag, waarmee deze nieuwe paalfunderingen vrijwel ongevoelig zijn voor zettingsinvloeden vanuit de bouw. Voor de


Samenvatting Museum Ons’ Lieve Heer op Solder, opgericht in 1888, is een van de oudste musea van Amsterdam. Het is recentelijk gerestaureerd, opnieuw ingericht en uitgebreid. Uitbreiding was noodzakelijk om de druk op het monument te verminderen en om meer ruimte te scheppen voor informatie en educatie, voor context en verdieping. Het buurpand is erbij betrokken en ondergronds, onder de naastgelegen steeg, verbonden met het monument. De uitvoering van het project inclusief restauratie is in 2009 gestart en heeft in totaal zes jaar geduurd.

Het vernieuwde museum is op 22 september 2015 door Koningin Máxima geopend. Dit artikel beschrijft de uitdagingen in het geotechnisch ontwerp en de uitvoering van een top 100 UNESCO (NL) monument in de historische binnenstad van Amsterdam. Het project kende een risicogestuurde aanpak volgens GeoRM met bijbehorende risicoanalyses en -documenten. Het ontwerp kende bijzondere grondkeringen en maatregelen om stabiliteit van de bouwkuip te waarborgen. Geotechnisch Risico Management in alle fasen van het project heeft bijgedragen aan een bouwproject zonder significante schade of vertraging.

Figuur 2 – Links van de steeg het Oude Huis en rechts het Nieuwe Huis.

panden Oudezijds Voorburgwal 40 (het net volledig gerestaureerde museum) en 38 (de nieuwe entree) is daarnaast als uitgangspunt gehanteerd dat deze funderingsondervangingen nastelbaar moesten zijn door middel van vijzels, zodat eventuele, onverwachtse verplaatsingen tijdens de bouw konden worden gecompenseerd ter voorkoming van schade. Dit alles maakte het mogelijk om een maximaal ondergronds volume te bouwen.

Grond en grondwater Ter plaatse van het project is het typisch Amsterdams bodemprofiel aanwezig. Het maaiveld ligt op NAP +0,5 m. De eerste meters onder maaiveld bestaan uit Antropogeen zand en klei. Onder deze toplaag, bevinden zich tot een diepte van ongeveer 15 m minus maaiveld Holocene afzettingen bestaande uit veen en klei en een siltige tussenlaag, de zogenaamde Wadzandlaag. Onder het Holocene pakket bevinden zich de ‘Amsterdamse’ Eerste en Tweede Zandlaag. Het grondwaterniveau ligt op NAP -0,4 m (grachtpeil), circa 1 m minus maaiveldniveau. De stijghoogte van het water in het Wadzand is lokaal gelijk aan het freatische niveau. In het Pleistocene zand is de stijghoogte rond NAP -2 m.

Constructie onderdoorgang De ondergrondse passage, die de beide panden onder de Heintje Hoeksteeg door met elkaar verbindt, is 6 meter diep, 9 meter breed en 20 meter lang. De nieuwe kelder is opgedeeld in drie delen, een rechthoekige standaard bouwput bestaande uit damwanden tot een diepte van 11m, een kleine bouwput in het bestaande souterrain met combiwanden tot 7m, en de bypass onder de monumentale bouwmuur tot net onder ontgravingsniveau door middel van een waterdicht afgelaste berlinerwandconstructie. Voorafgaand aan deze operatie is de ondergrond om de dertig centimeter met stalen pinnen voorgeprikt. Dit om eventuele obstakels in de grond tijdig op te sporen. Hierbij is op enkele plaatsen op houten en metselwerk funderingsresten gestuit, die vervolgens zijn weggefreesd. Nadat de damwanden zijn geplaatst, zijn zo’n 70 palen 19 meter diep de grond ingegaan. De werkzaamheden voor de bouw van de onderdoorgang konden vervolgens van start. De bouw van de nieuwe ondergrondse ruimten bestaat op hoofdlijnen uit de volgende stappen: • Inbrengen damwand in het oude huis; • Funderingsherstel van het museum en overige aangrenzende gebouwen; • Verwijderen van obstakels en plaatsen damwand;

37

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Figuur 3 – Overzicht van projectlocatie en omgeving.

• De “grote” bouwkuip onder de steeg en het nieuwe huis (diepte van 6m); • De “trap” bouwkuip onder het oude huis (diepte van 4,5m); • Verbinding onder de gevel van het oude huis.

Damwanden In het voortraject zijn verschillende bouwkuipvarianten onderzocht. Een gestempelde damwand in combinatie met de water ondoorlatende Holocene formatie is als meest risico- en kosten efficiënte oplossing gekozen. Om verticaal evenwicht te waarborgen zijn damwanden tot voorbij de


Wadzandlaag geïnstalleerd. De stijghoogte in deze laag mag niet worden verlaagd omdat dit relatief snel tot zakking van oude paalfunderingen leidt door een toename van de negatieve kleef en een afname van de positieve kleef. AZ17-700 en PAL3290+HEB220 damwanden tot NAP-10 m zijn gebruikt voor de grote-bouwkuip (0,5m in het klei voor volledige afsluiting van de Wadzandlaag). De PAL damwandprofielen zijn gebruikt vanwege restricties in de profielhoogte om zoveel mogelijk nuttige ruimte in het museum te kunnen creëren.

Bijzondere grondkeringen Voor de bouwkuip in het souterrain van het museum is een relatief korte combiwand tot NAP-7 m aangebracht, welke bestond uit stalen buispalen met aangelaste damwandvleugels , zie Figuur 5. Deze innovatieve techniek maakte het mogelijk om de wand met een (trillingsarm) inwendig val-

blok binnen de voor een monument geldende trillingsrichtlijnen (SBR-A, cat. 3) aan te brengen. Dit was essentieel omdat de werkhoogte in het souterrain slechts 2 meter bedroeg en machines om damwanden volledig trillingsvrij op diepte te drukken niet door de deur het souterrain in konden. Installatie van de damwanden en gecombineerde damwanden was niet mogelijk direct onder de monumentale gevel van het oude gebouw. Hier is de bouwkuip lokaal gerealiseerd door gebruikmaking van een (gelaste) stalen berlinerwandconstructie tot NAP -7 m, die voorafgaand aan de ontgraving met vijzels in de grond zijn gedrukt, zie Figuur 6. De korte combiwanden sluiten de Wadzandlaag niet af en zoals eerder aangegeven mocht de waterstand in de Wadzandlaag niet worden beïnvloed. Op basis van een 1D beschouwing is de

bouwkuipbodem dan niet in evenwicht. Ook wanneer de beperkte breedte van de bouwkuip in de evenwichtsbeschouwing wordt meegenomen is nog geen sprake van evenwicht. Dit evenwicht is wel bereikt door aan de palen een 1 m2 plaat te bevestigen, zodat de bouwkuipbodem vernageld wordt. Om deze plaat te kunnen bevestigen en verticaal evenwicht te behouden is gefaseerd ontgraven. De plaat is door middel van een bout enigszins aangespannen, zodat een lichte belasting op de bouwputbodem wordt uitgeoefend. Hiermee wordt de mogelijke initiële vervorming van de bodem beperkt en zal de paal en plaat direct functioneren als weerstandbiedend element.

Funderingsondervangingen Zelfs goed gesteunde damwanden zorgen voor enige ontspanning van de grond in de nabijheid van de bouwkuipen, met grond verplaatsingen als gevolg. Deze grondverplaatsingen kunnen gebouwzettingen veroorzaken (vooral bij funderingen op staal en oude houten palen), buigende momenten in palen en mogelijk vermindering van paaldraagvermogen. Vanwege deze negatieve effecten en de slechte conditie van de houten palen onder het museum en omliggende gebouwen is uit voorzorg de fundering verstevigd met nieuwe geboorde stalen buizen tot in de tweede zandlaag op NAP-19,5 m voorafgaand aan de ontgravingswerkzaamheden. De buispalen onder het museum zijn gefaseerd voorgespannen met vijzels in 3 rondes (70% - 90% en 100%), zie Figuur 7. De vijzels zijn behouden gedurende de bouw om mogelijke verschilzettingen van het gebouw te compenseren. Door het voorspannen van de palen, is de belasting van de bestaande oude houten palen direct overgedragen op de nieuwe palen

Figuur 4 – Links het oude huis (nr. 38), rechts het nieuwe huis (nr. 40).

Figuur 6 – Berlinerwand onder de gevel van het museum.

Figuur 5 – Souterrain tijdens plaatsen combiwand.

38

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


GEOTECHNISCH RISICO MANAGEMENT UITBREIDING MUSEUM ONS’ LIEVE HEER OP SOLDER TE AMSTERDAM

en zijn tijdsafhankelijke verplaatsingen geminimaliseerd.

Geotechnisch Risico Management Vanwege de gevoelige omgeving is in de ontwerpfase een grondige risicoanalyse ten aanzien van omgevingsbeïnvloeding uitgevoerd in combinatie met intensieve monitoring tijdens uitvoering. Een essentieel onderdeel hiervan is om de raakvlakken van het ondergrondse met het constructieve en uitvoeringstechnische deel grondig te inventariseren en beschouwen. Dit is in het geval van Museum Ons’ Lieve Heer op Solder gedaan door intensieve samenwerking en duidelijke communicatie tussen de verschillende disciplines en van ontwerp tot en met de uitvoering te werken conform de zogenaamde georisicomanagement (GeoRM) aanpak uit het nationale GeoImpuls programma (2009 - 2015). Het verminderen van de risico’s was hierbij het primaire doel van het ontwerpteam. De volgende aanpak is gebruikt: 1. Bepalen conditie van constructie, fundering en weerstand van de belendende constructies. Eisen opgelegd door de omgeving en verschillende partijen zoals pandeigenaren en beheerders van ondergrondse infra. 2. Voorspellen van vervormingen, trillingen en grondwaterstanden ten gevolge van de bouwwerkzaamheden. 3. Bepalen van verwachte schaderisico’s; gerelateerd aan stap 1 en 2. 4. Het nemen van preventieve (ontwerp) maatregelen als niet wordt voldaan aan de eisen. 5. Monitoring; vergelijken van voorspellingen en metingen gedurende de uitvoering (observatie). Dit in elke relevante/ significante fase. 6. Informatie overdragen naar volgende fase en waar nodig het nemen van corrigerende maatregelen wanneer de metingen groter zijn dan de voorspelling. Deze maatregelen zijn in het ontwerpproces gedefinieerd. Deze 6 stappen zijn geïntegreerd in het gehele ontwerpproces van het museum en vertaald in een risicodocument. In het risicodocument zijn de risico’s, de effecten, de preventieve (ontwerp) maatregelen, monitoring en corrigerende maatregelen vastgesteld voor de volgende drie hoofdonderwerpen: damwanden, ontwatering, (nieuwe) paalfundering. Een van de belangrijkste risico’s bij het ondergrondse bouwen in een historisch centrum zijn de ondergrondse obstakels. Indien deze worden aangetroffen gedurende het inbrengen van de damwanden leidt dit tot vertraging en extra kosten. Deze kosten zijn over het algemeen voor rekening van de opdrachtgever. Vanwege de onzekerheden

Figuur 7 – Vijzels binnenin kelder van het oude huis.

en tijdsdruk van de uitvoering is dit al snel een lastig te beheersen kostenpost. De kans op ondergrondse obstakels was bij dit project groot. Als beheersmaatregel heeft CRUX een methode gespecificeerd in het risicodocument om obstakels, voorafgaand aan de funderingswerkzaamheden, te lokaliseren en verwijderen. Voor de damwand zijn bijvoorbeeld de volgende risico’s beschouwd: A.Niet op ontwerp diepte komen, vanwege obstakels of weerstand (bij drukken) B.Trillingen van machines tijdens drukken. C.Ontspanning van de grond door voorboren van de grond en obstakels. D. Lekkage bij sloten van de damwanden. E. Lekkage bij bouwkuip nabij gevel kruising. F. Meer verplaatsingen van de damwand dan in het ontwerp. G. Instabiliteit van de damwand. Dit is in tabelvorm als volgt in het risicodossier opgenomen (zie Tabel 1 en 2). De monitoringsmethode en correctieve beheersmaatregelen zijn hierin niet weergegeven.

Trillingen De bovenverdiepingen van het museum zijn reeds gerenoveerd op het moment dat de ondergrondse werkzaamheden begonnen. Om het risico van schade door trillingen te minimaliseren zijn de damwand gedrukt of inwendig geheid in het geval van de combiwand onder het museum en zijn de nieuwe paalfunderingen geboord. Om het risico van trillingen en het niet op diepte komen van de damwand te minimaliseren is de damwand zo kort mogelijk gehouden, met een voetniveau boven de vaste zandlaag. Deze optimalisatie heeft tevens

39

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

een gunstig effect op de kosten door een verminderen van materiaal en bouwtijd.

Vervormingen Het bouwkuipontwerp is voornamelijk uitgevoerd met 2D EEM PLAXIS. Ter controle van het damwandprofiel is een toetsing conform de CUR166 systematiek uitgevoerd. Met behulp van PLAXIS zijn verschillende berekeningen en gevoeligheidsanalyses iteratief uitgevoerd om zo tot een optimaal ontwerp te komen met minimale en acceptabele invloed op de bestaande gebouwen, aanwezige kabels en leidingen, de nieuwe paalfundering en de constructie zelf. De optimalisaties zijn onder andere gevonden in de stijfheid van de damwandprofielen, een extra stempellaag, aanpassing van de stempelniveaus en ontgraving in sleuven. In het uiteindelijke ontwerp is de maximaal berekende damwandverplaatsing 30 mm. De berekende grondverplaatsingen tussen 10 mm en 30 mm zijn gebruikt om de buigende momenten en horizontale rekken in de aangrenzende gebouwen te bepalen. De schadepredictie en daarmee de toetsing van het ontwerp is uitgevoerd met de “Methode der Grensrekken” zoals beschreven door Netzel (2009). Tevens zijn met PLAXIS de nieuwe paalfunderingen ontworpen op de buigende momenten die door de horizontale grond vervormingen optreden. CRUX heeft het gehele geotechnische ontwerp uitgevoerd van de funderingsondervangingen. De constructeur Strackee heeft het constructieve deel hiervan ontworpen.


Tabel 3. Bouwfasen ondergrondse werkzaamheden Fase nummer en beschrijving 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

Funderingsherstel belendende gebouwen Stutconstructie Oude Huis Installatie combiwand souterrain Installatie palen Oude Huis Plaatsing betonvloer van Oude Huis Voorspannen palen Oude Huis Slopen naastgelegen pand nr. 38 Installatie van damwanden Funderingsherstel resterende belendende gebouwen Ontgraving tot NAP -0,25 m Plaatsing stempelraam NAP + 0 m Ontgraving tot NAP -2,0 m Plaatsing stempelraam NAP -1,75 m Ontgraving tot NAP -4,75 m Storten betonnen keldervloer Verwijderen stempelraam NAP-1,75 m Plaatsing betonwanden en begane grond vloer Verwijderen stempelraam NAP +0 m Ontgraving tot NAP -2,3 m in souterrain Plaatsing stut frame NAP -2,1 m in souterrain Ontgraving tot NAP -3,85 m in souterrain Maken van verbinding en afmaken constructie

Uitvoering en monitoring

Ondergrondse obstakels

Vanwege de gevoeligheid van het oude huis en omliggende gebouwen en de complexiteit van de bouwwerkzaamheden is een uitgebreid monitoringsprogramma geïmplementeerd. Dit bestaat uit het meten van vervormingen van de gebouwen, de damwandvervorming, trillingen bij gebouwen en grondwaterniveaus. De monitoring van het oude huis bestond uit een geavanceerd ‘liquid level’ systeem, gecombineerd met “standaard” hoogteboutjes (z-richting) en x,y,z-prisma’s. Met het liquid level systeem was het mogelijk om de pandzakkingen real-time 24/7 nauwgezet te volgen en te bewaken. De opvolging van overschrijding van grenswaarden van het liquid level systeem en onderlinge communicatie is al in een vroeg stadium tijdens de bouw getest op het moment dat (per ongeluk) een spijker door een waterslang is geslagen. Gedurende de uitvoering bleek de combinatie van het risicodocument, het monitoringsplan en de monitoring gegevens waardevol voor het beheersen en op tijd aanpassen van het gehele bouwproces.

Het onderzoek naar de obstakels vond plaats door het drukken van een slank stalen profiel tot een diepte van 5 m. Dit werd elke 0,3 m uitgevoerd in het hart van het damwandtracé en ter plaatse van de funderingspalen. Uit het onderzoek kwamen obstakels langs het belendende gebouw op een diepte van ongeveer 3m naar voren, echter de diktes hiervan waren onzeker. Voor het verwijderen van het object werd een crusher (Ø500 mm, figuur 10) gebruikt tot een maximale diepte van 5 m onder maaiveld, in combinatie met toevoeging van een cement bentoniet mengsel. Om een doorlopende sleuf en ontspanning/ vervorming van de omliggende grond te voorkomen werd het ‘crushproces’ om en om in vakken van 3m uitgevoerd. Nadat het cement bentoniet mengsel is uitgehard tot een kleiachtig materiaal, zijn de tussenliggende vakken gecrushed. Om binnen enkele dagen de schuifsterkte van de lokale klei te bereiken (minimum van 20 kPa), is een hogere mixratio dan normaal gebruikt voor de cement bentoniet. De voorgestelde technieken zijn vervolgens

Figuur 8 – Schematisering ondergrondse bouwfasen (tekeningen: Strackee). Tabel 1  en Tabel 2  - Risicobeschouwing onderdeel damwand.

40

GEOT ECHNIEK – Januari 2016


GEOTECHNISCH RISICO MANAGEMENT UITBREIDING MUSEUM ONS’ LIEVE HEER OP SOLDER TE AMSTERDAM

Figuur 9 – Liquid level systeem (meetpunten en resultaten).

Figuur 10 – Crusher.

Figuur 11 – Vergelijking tussen berekende en gemeten damwandvervormingen.

succesvol uitgevoerd en de damwanden zonder problemen en vertragingen geïnstalleerd.

Diepere ontgraving Tijdens de ontgravingswerkzaamheden is in fase 12 (ontgraving voorafgaand aan stempel) per ongeluk 0,5 m dieper gegraven dan op basis van het ontwerp was toegestaan (NAP-2,5 m in plaats van NAP-2,0 m). Omdat de damwand op dat moment nog niet was gestempeld, waren aanvullende wandverplaatsingen te verwachten, welke doorwerken tot in latere faseringen en op diepere niveaus en de invloed op de omgeving vergroten. Door direct na het constateren van deze afwijking een inclinometing aan de damwand uit te voeren kon op basis van de meetresultaten en aanvullende PLAXIS-berekeningen snel worden geconstateerd dat de damwandverplaatsing ten gevolge van ontgraving van NAP-2,5m ten opzichte van het ontwerp weliswaar met 40% (+5 mm) was toegenomen, maar dat in de laatste fase slechts

een toename van 10% (+3 mm) te verwachten was. Omdat dit vanuit omgevingsbeïnvloeding acceptabel werd geacht kon de aannemer de bouwwerkzaamheden vervolgen zonder enige significante vertraging (figuur 11).

Conclusie Mede door een zorgvuldige risicogestuurde aanpak, een intensieve samenwerking en duidelijke communicatie tussen de verschillende disciplines van ontwerp tot en met de uitvoering is het museum in de zomer van 2015 succesvol afgerond zonder enige significante schade of vertraging.

Nominatie Schreudersprijs 2015 Het project ‘Funderingsherstel en uitbreiding Museum Ons’ Lieve Heer op Solder’ is in oktober 2015 genomineerd voor de Schreudersprijs 2015, een tweejaarlijkse prijs voor projecten waarbij op een innovatieve en verantwoorde manier gebruik is gemaakt van de ondergrond.

41

GEOT ECHNIEK – Januari 2016

Dankwoord Dit project is tot stand gekomen door een goede samenwerking van CRUX Engineering, NL Bouwmeesters, Strackee BV Bouwadviesbureau en Bouwbedrijf van Schaik en BREM funderingsexpertise. Tevens wordt de opdrachtgever, het bestuur en medewerkers van het museum, hartelijk bedankt voor het getoonde doorzettingsvermogen bij het realiseren van dit bijzondere project. Tot slot onze dank aan fotograaf Arjan Bronkhorst.

Referenties - Netzel, H. (2009). Building response due to ground movements. PhD thesis TU Delft, The Netherlands. ISBN 978-1-58603-995-0. - Van der Stoel et al. (2013). Conservatoriumhotel Amsterdam, geotechnical design and monitoring – Proceedings of the 18th ICSMGE Paris 2013. – BRE 1995. Assessment of damage in low-rise buildings. BRE Digest Concise reviews of building technology. 


20E JAARGANG NUMMER 1 JANUARI 2016 ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR GEBRUIKERS VAN GEOKUNSTSTOFFEN

Lichtgewicht wegophoging voor N222 met unieke fietstunnel

Calibration of partial factors for basal reinforced piled embankments

K AT E R N VA N


Geokunst wordt mede mogelijk gemaakt door:

De collectieve leden van de NGO zijn:

Bonar BV Westervoortsedijk 73 6827 AV Arnhem Tel. +31 (0) 85 744 1300 Fax +31 (0) 85 744 1310 info@bonar.com www.bonar.com

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

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

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

44

Baggermaatschappij Boskalis BV, Papendrecht Bonar BV, Arnhem Huesker Synthetic B.V. Cofra B.V., Amsterdam Deltares, Delft Fugro GeoServices BV, Leidschendam Genap B.V. 's Heerenberg Geopex Products (Europe) BV, Gouderak InfraDelft BV, Delft Intercodam Infra BV, Almere Juta Holland B.V., Oldenmarkt Kem Products NV, Heist op den Berg (B) Kiwa NV, Rijswijk Kwast Consult, Houten

GEOKUNST – Januari 2016

Movares Nederland BV, Utrecht Naue GmbH & Co. KG, Espelkamp-Fiestel Ooms Civiel BV, Avenhorn Prosé Geotechniek BV, Leeuwarden Quality Services BV, Bennekom Robusta BV, Genemuiden SBRCURnet, Delft T&F Handelsonderneming BV, Oosteinde Ten Cate Geosynthetics Netherlands BV, Nijverdal Tensar International, ’s-Hertogenbosch Terre Armee BV, Waddinxveen Van Oord Nederland BV, Gorinchem Voorbij Funderingstechniek BV,


Van de redactie Beste Geokunst lezers,

De paalmatrasconstructie maakt het mogelijk om nagenoeg zettingsvrije civiele constructies te bouwen in zettinggevoelige gebieden. Door het werk van Suzanne weten we dat de belastingen via het complexe concentric arches principe in de funderingslaag en de geogrid wapening aan de palen worden overgebracht naar de vaste ondergrond. De slappe lagen worden dan nauwelijks tot niet belast.

Voor mij was het hoogtepunt op geokunststoffen gebied in 2015 de promotie van Suzanne van Eekelen op 1 juli 2015 aan de TU Delft. Na jaren onderzoek en tientallen artikelen promoveerde zij op Basal Reinforced Piled Embankments - in Nederland beter bekend als paalmatrassen. Tijdens haar promotieonderzoek heeft Suzanne 8 artikelen over paalmatrassen in Geokunst gepubliceerd, van de Kyotoweg in 2008 tot deze uitgave 2016-1.

constructie is, dat een fietstunnel met schuimbeton omhulling is geïntegreerd in de EPS ophoging.

In deze GeoKunst treft u een validatie op basis van statistische correlatie van de semi-probalistische rekenmodellen, die tijdens haar onderzoek zijn ontwikkeld voor het ontwerp van paalmatrassen. Deze rekenmodellen zijn onlangs opgenomen in CUR 226: 2015. De validatie is uitgevoerd volgens de richtlijnen uit de Eurocode. De rekenmodellen zijn gekalibreerd op basis van rekken die werkelijk gemeten zijn in het lab en in-situ, versus berekeningen volgens het concentric arches rekenmodel. In verband met de grote internationale belangstelling voor en het belang van deze validatie van de ontwerpmethode, is dit artikel in het Engels geschreven. Het artikel beschrijft zowel de beoordeling van de modelfout als de kalibratie van de partiële factoren en staat ook even stil bij de lessons learnt.

In mijn periode als redactielid en eindredacteur heb ik het voorrecht gehad om nauw samen te werken met pioniers, onderzoekers, ondernemers en vaklieden, die op de een of andere manier betrokken zijn bij geokunststoffen. Ik heb vaak met bewondering geschreven over de pioniers en de avontuurlijke tijd van de Deltawerken toen geokunststoffen voor het eerst op grote schaal werden toegepast in Nederland. De laatste jaren heeft het accent gelegen op de Nederlandse bijdragen aan baanbrekend en internationaal zeer hoog aangeschreven onderzoek. Ik heb genoten van beide generaties en ik heb de geleidelijke overgang meegemaakt van berekeningen op de achterkant van een sigarendoos tot wetenschappelijke ontwerpmethodes. Grootschalig gebruik van geokunststoffen was nooit van de grond gekomen zonder de pioniers en de ontwikkeling was zonder de wetenschappers gestrand in de 20e eeuw. Wat mij betreft hulde aan beide generaties.

Een andere manier om zettingen te voorkomen in zettinggevoelige gebieden is om ervoor te zorgen dat er geen belastingstoename is op de slappe grondlagen. Dit kan door de constructie zo licht te maken dat een ophoging niet zwaarder is dan de oorspronkelijke grondlagen. ˘kov, Jeroen In het tweede artikel bespreken Milan Dus Tameling en Dick van der Linde de bouw van een verhoogde turborotonde, waarbij geëxpandeerd polystyreenschuim (EPS) in de ophoging is gebruikt, om het evenwicht te behouden in de terreinbelasting in een zeer zettinggevoelig gebied in het tracé van de Provinciale weg N 222 in de Gemeente Westland. Uniek aan deze

Dit is mijn laatste bijdrage aan GeoKunst. Aan het einde van 2015 stop ik met mijn activiteiten voor de NGO. Het redactieteam blijft verder ongewijzigd en zal worden aangevuld met Erik Kwast, die de rol van eindredacteur per 2016 zal overnemen.

Mijn tijd bij de NGO zit erop. Ik wil hier mijn dank uitspreken voor de prettige en leerzame samenwerking met de huidige en voormalige redactieleden en de auteurs van de artikelen, die GeoKunst mogelijk maken. Ook Uitgeverij Educom dank ik voor de prettige samenwerking over de laatste 17 jaren. Ik wens Erik veel succes in zijn nieuwe rol, GeoKunst een mooie toekomst, en u veel leesplezier met deze GeoKunst en een gelukkig en gezond 2016.

Shaun O’Hagan Eindredacteur Geokunst

Colofon Geokunst wordt uitgegeven door de

Tekstredactie

C. Sloots

Nederlandse Geotextielorganisatie.

Eindredactie

S. O’Hagan

Het is bedoeld voor beleidsmakers,

Redactieraad

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

Productie

Uitgeverij Educom BV

opdrachtgevers, ontwerpers, aannemers en uitvoerders van werken in de grond-, weg- en waterbouw en de milieutechniek.

Een abonnement kan worden aangevraagd bij: Nederlandse Geotextielorganisatie (NGO) Postbus 358 3840 JA Harderwijk Tel. 085-1044 727

Geokunst verschijnt vier maal per jaar en wordt op aanvraag toegezonden.

45

GEOKUNST – Januari 2016

www.ngo.nl


Lichtgewicht wegophoging voor N222 met unieke fietstunnel

Figuur 1 – Lichtgewicht wegophoging (in de noordelijke richting) van de ontsluitingsweg en de rotonde van de N222 .

Inleiding Het project Rotonde Wateringveldse Polder betreft een nieuwe aansluiting vanuit de Wateringveldse polder op de provinciale weg N222 door een turborotonde. Om de rotonde te kunnen aansluiten moest een hoogteverschil van circa 5,5 meter worden overbrugd. In het tracé van de N222 is ook een nieuwe brug naast de bestaande brug over de Lange Watering aangelegd. In verband met de naastgelegen provinciale weg is de rotonde zettingsarm opgebouwd met circa 25.000 kubieke meter EPS, waarbij een plaatstalen fietstunnel werd geïntegreerd in de EPS-constructie voor de fietsverbinding met de groenblauwe ecologische zone. De parallel gelegen kade van de Lange Watering is door het Hoogheemraadschap van Delfland aangemerkt als ‘veenkade’ met alle bijkomende eisen. Dit artikel beschrijft de randvoorwaarden, gemaakte afwegingen tussen diverse ophoogmethodieken tijdens het ontwerpproces en de unieke geïntegreerde fietstunnelconstructie.

dr.ir. Milan Duskov InfraDelft bv

ing. Jeroen Tameling Waalpartners bv

Dick van der Linde Bergschenhoek Civiele Techniek bv

Figuur 2 – Lichtgewicht wegophoging (in de oostelijke richting) van de rotonde en de wegverbreding van de N222.

Complexe randvoorwaarden en gemaakte afwegingen

vanwege de economische functie van de nabij gelegen veiling van Flora Holland.

In opdracht van de gemeente Westland is dit multidisciplinaire project door ingenieursbureau Waalpartners gecoördineerd van plan- en contractvorming tot aan het ontwerp. De specialisten van InfraDelft (lichtgewicht ophoging inclusief fietstunnelontwerp), Bergschenhoek Civiele Techniek (plaatstalen tunnelconstructie) en Nebest (brugconstructie) hebben zorggedragen voor de engineering van het gehele project.

De ophoging van het gebied door een traditionele voorbelasting bleek niet mogelijk te zijn. Niet in tijd, maar zeker ook niet door de invloed die de voorbelasting zou hebben op de constructies in de omgeving, zoals de bestaande N222, de hoogspanningsmasten en de ‘veenkade’. Tijdens het ontwerpproces is een afweging gemaakt tussen de in de tabel aangegeven ophoogmethodieken.

Dit project kende diverse complexe randvoorwaarden. De locatie heeft een slappe ondergrond en ligt ingesloten tussen aangrenzende glastuinbouw en de provinciale ontsluitingsweg. De rotonde is gelegen onder een hoogspanningstracé en ten westen van de nieuwe rotonde wordt de N222 doorkruist door het boezemwater Lange Watering met haar ‘veenkade’. Daarnaast diende tijdens de realisatie het verkeer over de N222 nagenoeg ongehinderd doorgang te hebben

Op basis van de mate waarin de beoordeelde opties van invloed zijn en/of beperkingen hebben, is de keuze gereduceerd tot een nadere uitwerking van de varianten 1, 2 en 5. Die ophoogmethodes zijn beoordeeld op de volgende factoren: optredende zetting, zettingsperiode, invloed op de veenkade, invloed op de omgeving, uitvoeringsbeperkingen en kosten. Hieruit is gebleken dat de toepassing van EPS-blokken de economisch meest interessante oplossing was voor het uitvoeren van

46

GEOKUNST – Januari 2016


Samenvatting Medio april 2015 is een nieuwe rotonde met een aansluiting vanuit de Wateringveldse polder op de provinciale weg N222 in gebruik genomen. Dit project kende diverse complexe randvoorwaarden. De locatie heeft een slappe ondergrond en ligt ingesloten tussen aangrenzende glastuinbouw en de provinciale ontsluitingsweg. Verder wordt ten westen van de nieuwe rotonde de N222 doorkruist door het boezemwater Lange Watering met haar ‘veenkade’. Tijdens de realisatie diende het verkeer over de N222 nagenoeg ongehinderd doorgang te hebben vanwege de economische functie van de nabij gelegen veiling van Flora Holland.

De rotonde is zettingsarm opgebouwd met 25.000 m3 EPS-blokken. Een plaatstalen fietstunnel met schuimbetonomhulling werd geïntegreerd in de EPSophoging voor de verbinding met de groenblauwe ecologische zone. De ontwerpmethode voor de in het EPS-pakket geïntegreerde tunnelconstructie van plaatelementen is een noviteit in de ingenieurspraktijk. Het toegepaste tunnelsysteem met 7 mm dikke gegolfde staalplaten en schuimbeton is goedkoper dan een tunnel uitgevoerd in beton, omdat er geen paalfundering nodig is.

Methode

Zettingen

Zettingsperiode

Invloed op veenkade

Invloed op omgeving

Uitvoeringsbeperkingen

Relatieve kosten1

Overhoogte i.c.m. verticale drainage

2,0 m

2 jaar

--

--

--

150

IFCO-methode BeauDrain-methode

2,0 m 2,0 m

1 jaar 1 jaar

+ -

-

-/--/--

225 200

Ophoging met licht ophoogmateriaal

ca. 1,0 m

ca. 0,5 - 1,5 jaar

-/--

-/--

-/--

400

Ophoging met EPS

geen

n.v.t.

+ / ++

+ / ++

+

600

Ophoging op palen

geen

n.v.t.

+ / ++

+ / ++

+

700 - 1200

Verklaring ++ zeker geen invloed / geen beperkingen + waarschijnlijk geen invloed / lichte beperkingen - beperkte invloed / matige beperkingen - - zeker invloed / veel beperkingen

deze ophoging. Deze ontwerpmethodiek biedt niet de goedkoopste oplossing in aanleg maar scoort (zeer) goed op de overige factoren. Gezien het omliggende economisch belang heeft de gemeente Westland gekozen voor de EPS-wegconstructie.

1 Relatieve

kosten ten opzichte van conventionele zandophoging (=100)

Tabel 1 – Afweging tussen zes ophoogmethodieken voor de rotonde van de N222

pakketten zijn iteratief bepaald met gebruik van eindige elementen Plaxis-modellen waarmee de te verwachten spanningen in de relevante rotondeprofielen zijn gecontroleerd.

Uniek ontwerp voor lichtgewicht

fietstunnelconstructie Lopende het project heeft de gemeente Westland een recreatieve fietsverbinding aan de scope toegevoegd. Omdat een extra verbinding over het water (hoewel aanzienlijk goedkoper) niet wense-

Lichtgewicht wegophogingen met EPS-blokken Het hoogteverschil tussen het lager gelegen gedeelte van de ontsluitingsweg en het hoogste punt in het midden van de rotonde bedraagt meer dan 5 m. De lokale grond is berucht om zijn zettinggevoeligheid ten gevolge van aanwezige dikke slappe klei- en veenlagen. Het uitzonderlijk hoge percentage vrachtverkeer op deze Veilingroute maakte de aanleg van zo’n hoge ophoging op deze locatie met dergelijk ongunstige bodemgesteldheid niet eenvoudiger. De hoeveelheid vrachtverkeer heeft immers consequenties voor de benodigde verhardingsdikte, in het bijzonder de asfaltpakketdikte, wat ongunstig is voor het eigen gewicht van de ophoging. De toegepaste ultra lichtgewicht EPS-blokken zorgen ondanks een relatief dik asfaltpakket voor een sterk gereduceerde verticale belasting op de ondergrond. Daarmee zijn de zettinggerelateerde consequenties voor de naburige objecten geminimaliseerd. Optimale afmetingen van de gerealiseerde EPS-

Figuur 3 – Monteren van de gegolfde staalplaten van de fietstunnel onder de Veilingroute (N222).

47

GEOKUNST – Januari 2016


lijk was, bleef een (tunnel)constructie door de toekomstige rotonde en bestaande provinciale weg als oplossing over. Een betonnen tunnel met paalfundering zou echter zorgen voor te veel overlast voor de omgeving, mede door de langere uitvoeringsduur. De hoogspanningsmasten stonden ook in de weg, dus is er gekeken naar lichtgewicht varianten die snel uitvoerbaar zijn en zettingen kunnen opvangen. Een modulair systeem van gegolfde stalen plaatelementen voldeed aan de specifieke projecteisen zoals het profiel van vrije ruimte voor fietsers en voetgangers, de beschikbare dekking op de tunnelconstructie, de opbouw van de dekkingslagen en de verkeersbelasting over de tunnel. Qua kosten bood het systeem voordelen (want geen paalfundering). Bij de standaard bouwwijze van de tunnelelementenleverancier zorgt een zandlichaam voor afdoende zijsteun. Gegolfde stalen duiker- en tunnelconstructies worden doorgaans berekend en uitgevoerd met een zandaanvulling. Het gebruik van zand zou in dit geval echter te grote zettingen op de lokale samendrukbare ondergrond veroorzaken. Een nieuw ontwikkelde ontwerpmethodiek bood soelaas. Integratie van

zo’n modulair systeem van gegolfde stalen plaatelementen in het EPS-pakket met behulp van schuimbeton voldeed aan alle projecteisen. Een referentieproject bestond niet omdat een dergelijke ontwerpoplossing nooit eerder was gerealiseerd. Voor het ontwerp van de tunnelconstructie is de zandaanvulling vervangen door aanzienlijk lichter maar sterker schuimbeton. Afdoende zijdelingse steun wordt gewaarborgd door de omhulling van het schuimbeton met sterkere EPSblokken. Flexibele gegolfde stalen tunnels in een grondlichaam worden berekend conform de methode Klöppel & Glock. In deze berekeningsmethodiek wordt de interactie tussen de dunne gegolfde stalen wand van de tunnel en de steundruk – gegenereerd door het omliggende massief – beschouwd. Het eivormige tunnelsysteem is gebaseerd op afdracht van belastingen door normaalkracht langs de “drukpunten” in de constructie in de stalen schil, waarbij de stabiliteit van de vorm zich ontleent aan de steun van het omhullende massief. In de sterkteberekening werd deze constructie getoetst op drie aspecten. - Zowel de schedel (de boog) van het profiel als de

Figuur 4 – De afgedekte gegolfde staalplaten en het gedeeltelijk gestorte schuimbetonmassief van de fietstunnel onder de Veilingroute (N222). Figuur 5 – Plaxis-model met het EPS200/100-pakket onder de Veilingroute (N222) en een omhulling van schuimbeton SB400 rondom de fietstunnel.

48

GEOKUNST – Januari 2016

onderlinge plaatverbindingen moeten voldoende sterk zijn. - Het gewicht van de dekking op de constructie moet voldoende zijn om bij belasting voldoende tegendruk te bieden. - Het voorkomen van zogenaamde grondbreuk. Dit is door gebruik van schuimbeton niet relevant. Het gehele ontwerp is doorgerekend met Plaxismodellen voor diverse representatieve profielen.

Slotwoord De gerealiseerde wegconstructie voor de Veilingroute (N222), met de fietstunnel daaronder, voldoet aan zowel de zettingeisen als aan de vereiste ontwerplevensduur. De ontwerpmethode voor in het EPS-pakket geïntegreerde tunnelconstructie van plaatelementen is zo ingenieus dat er octrooi voor is aangevraagd. Het desbetreffende tunnelsysteem met 7 mm dikke gegolfde staalplaten en schuimbetonomhulling is onder deze omstandigheden goedkoper dan een tunnel uitgevoerd in beton, omdat er geen dure fundering nodig is. 쎲


Calibration of partial factors for basal reinforced piled embankments 1 Introduction A major challenge for technical committees in generating design guidelines and codes of practice is the choice of safety levels achieved by prescribing partial safety factors. The method must provide sufficient reliability, yet at the same time the resulting design should be economically feasible. The Dutch CUR-Committee for piled embankments has chosen a probabilistic approach to determine the partial factors in order to follow a rational and objective procedure. Table 1 lists the five main procedure steps discussed in this paper.

Table 1 - Process steps calibrating partial factors Step

Phase description

1

Define the failure mechanisms.

2

Compare model calculations with measured data.

3

Perform reliability analyses for reference cases.

4

Calibration of the model factor.

5

Calibration of the partial load and material factors

Ing. Piet van Duijnen Geotec Solutions Netherlands (previously Huesker Synthetic BV, Netherlands)

Dr. Ir. Timo Schweckendiek Deltares and Delft University of Technology Netherlands

Ir. Ed Calle Deltares, Netherlands

Dr. Ir. Suzanne van Eeleken Deltares, Netherlands

2 Piled embankment 2.1 WHAT IS A PILED EMBANKMENT? The basal reinforced piled embankment was developed to build roads, railways or platforms in soft soil areas. They are constructed relatively quickly, settlement-free and they do not damage adjacent sensitive constructions by causing horizontal soil deformations. A basal reinforced piled embankment consists of (bottom-up in Figure 1): - a foundation of piles with (or sometimes without) pile caps. - geosynthetic reinforcement (GR). This is the basal reinforcement, installed in one or more layers. - an embankment. The bottom layer of the embankment (the ‘mattress’) must consist of a frictional material, like sand or crushed aggregate (e.g. crushed rock or crushed recycled construction material). The load transferred to the pile caps is partly due to arching and partly transferred through the GR. The 2015 update of the Dutch CUR226 guideline for the design of basal reinforced piled embankments adopted a new model for the GR design: the Concentric Arches (CA) model of Van Eekelen et al., (2013; 2015, Figure 1). This CA model calculates a value for the maximum GR strain and corresponding tensile stress in two calculation steps.

2.2 WHY A NEW METHOD? Van Eekelen et al. (2015) showed that the new CA model, adopted in CUR226 (2015), calculates GR strains that are on average 1.06 times higher than the values measured in seven full-scale projects and four series of scaled model experiments, while the model of the old version of CUR226 (2010) calculated GR strains that were on average 2.46 times higher than the measured values. The standard deviation was also reduced with the new model, although a considerable standard deviation remained.

3 Step 1: Failure mechanisms 3.1 SYSTEM RELIABILITY Eurocode 0 (EC1990) provides target reliability indices β (or equivalently, target probabilities of failure Pf) for each consequence class (CC) or reliability class (RC). For the Dutch piled embankment guideline, these target values were interpreted to refer to the entire structural system, consisting of several failure mechanisms such as (1) structural failure of the pile cap, (2) bearing capacity failure of the piles, (3) fracture of the GR, (4) slip surface instability of the total system. The last failure mechanism is not realistic in most cases.

Step 2

Step 1

Figure 1 – The Concentric Arches model for GR design in a basal reinforced piled embankment (Van Eekelen et al., 2013 and 2015) (step 1) the load is transferred along the 3D and 2D arches, (step 2) the GR strain and tensile force is calculated in the GR strips between adjacent piles

50

GEOKUNST – Januari 2016


Abstract In the Netherlands, the design guideline for basal reinforced piled embankments has been revised (CUR226:2015) adopting a new analytical design model (The Concentric Arches (CA) model, Van Eekelen et al., 2013; 2015). The CA model provides geosynthetic reinforcement (GR) strains which were compared with laboratory and in situ measurements (Van Eekelen et al., 2015). The corresponding discrepancies between the measured values and the values calculated with the new model have been assessed statistically in order to obtain model error statistics as suggested in Eurocode: basis of design (NEN, 2011). Monte Carlo

3.2 FAULT TREE The simplified fault tree in Figure 2 visualizes the most relevant failure mechanisms for a piled embankment system. The total system failure probability depends on the interaction between individual mechanisms. For example: The bearing capacity is determined by both the pile bearing capacity and the soil between piles. Other mechanisms like fracture of the reinforcement or loss of bearing capacity result directly in total system failure. In that case, the upper boundary of the system failure probability is the sum of individual failure mechanism (an ORgate + ).

3.3 TARGET PROBABILITIES PER FAILURE MECHANISM Target probabilities of failure can be assigned to individual failure mechanisms, based on their role in the system as defined by the fault tree (see e.g. Schweckendiek et al., 2012). For design situations, the allocation of target probabilities of failure is largely arbitrary as long as the overall system target reliability is met. It makes sense to allocate rather high target values to failure mechanisms for which the mitigation is rather costly. The failure tree for all three reliability classes is defined and used in the MC analysis.

(MC) simulations were carried out to obtain model-, material- and load factors using several reference cases, in order to calibrate the semi-probabilistic design approach for the revised Dutch Design guideline for Piled Embankments (CUR226, 2015). This paper discusses both the assessment of the model error as well as the calibration of the partial factors, including the lessons learnt. A paper which is nearly the same as this one was published before in the proceedings of ISGSR 2015, Rotterdam.

4 Step 2: Comparing model calculations with measured data 4.1 COLLECTING DATA Van Eekelen et al. (2015) collected 11 experimental and field test series and compared measured GR strains with values calculated with the new CA model, which was adopted in the CUR226 (2015) guideline. This resulted in 122 data points. Seven of these points were rejected as the polypropylene (PP) reinforcement crept too much during the experiment. 4.2 ASSESSMENT OF MODEL ERROR Figure 3 shows the ratio between measured GR strains re and calculated GR strains rf for the 115

relevant experiments. For 22 data points, the calculations gave an under-prediction of the measured strains (re/rt > 1.0) and for the remaining 93 an over-prediction (re/rt < 1.0, i.e. conservative behaviour of the model). The mean model bias, assessed as suggested in Eurcode 0 (annex D), is 0.727 and the variation of the error terms is about 0.702. Table 4 presents more detailed information for several sub-sets of data.

5 Step 3: Reliability analyses for reference cases 5.1 GEOMETRY The coefficient of variation of the pile centre-tocentre distance was determined by analysing the

Figure 3 – Ratio of measured GR strain (re) and calculated GR strain (rt), sorted in descending order. Two results (ratios > 5-8) are beyond the displayed scale. Data obtained from Van Eekelen et al. (2015).

Figure 4 – Relationship between characteristic value of the unit weight of the fill properties and the student-T distribution in the MC simulation.

Figure 2 – Tree of failure mechanisms (RC3)

51

GEOKUNST – Januari 2016


measured pile position for a project in Houten (Van Duijnen et al., 2010). The result is given in Table 2. 5.2 MATERIAL PROPERTIES EMBANKMENT FILL In the Netherlands, the default values for the coefficient of variation (V) of common soil types are stated in the national annex of EC7. Table 2 presents the values used in the present study. For the soil properties, the student-T distribution for the 95% value was used. (1) Table 2 - Coefficients of variation of soil properties and geometry as applied in the calibration study Property

V

Centre-to-centre distance

0.10 m

Embankment height

0.05 m

Angle of internal friction

0.10 deg

Unit weight of the fill

0.05 kNm3

Sub grade modulus

0.25 MPa

Figure 4 presents the relationship between the characteristic value for the unit weigth (19 kN/m3) and the student-T distribution used in the MC analysis. Figure 5 presents the relationship between the characteristic value for the angle of internal friction (45o) and the student-T distribution used in the MC analysis as described in NEN 9997-1. 5.3 GEOSYNTHETIC REINFORCEMENT (GR) PROPERTIES 5.3.1 STRENGTH GR suppliers must guarantee the short term design strength of the GR. They are obliged to test the tensile strength for every production batch. Batches are only accepted if all tensile strength results are larger than the strength on the label (Ftest > Fmat). In the MC analysis the variation coefficient V=0.05 is used for the tensile strength Fmat, which is a slightly conservative estimate, as the variation provided by the suppliers are somewhat lower.

Figure 5 – Relationship between characteristic value of the angle of internal friction of the fill and the student-T distribution in the MC simulation.

5.3.2 TIME EFFECTS The tensile strength on the label is the short term strength of the GR leaving the factory. The strength reduces in time mainly due to environmental circumstances, installation damage and material behaviour (creep, relaxation). Designs are based on the strength at the end of the lifetime. Figure 6 presents the reduction in tensile strength as a function of time due to creep for several products (source: BBA certificates). After 100 years the strength is estimated to be 65% to 75% of the initial strength. The tensile strength at the end of the lifetime (100 years) was used for the present calibration study. Analysing the reliability of a system with the tensile strength at the end of its life results in an underestimation of the lifetime reliability. 5.3.3 STRENGTH-STRAIN RELATION SHIP The correlation between tensile strength and axial stiffness is determined in the MC analysis using a ratio factor between the two, with a coefficient of variation of 0.1. Figure 7 illustrates the resulting scatter. 5.4 LOADS The dominant loads in piled embankments are traffic loads. EC1-4 gives characteristic loads. Unfortunately, no appropriate statistical model was available for explicit uncertainty of the traffic load. Instead, the loads applied in the calibrations are nominal values from EC1-4. Since the uncertainty in the load is already accounted for in these nominal values, the target reliability index βb was reduced as follows, using a standardized influence coefficient R = 0.8 for the resistance as suggested by ISO 2394. (2)

Table 3 presents the target reliability indices in the ultimate limit state (ULS) for the 3 reliability classes with and without top load.

Figure 6 – Strength reduction as a function of time due to creep.

Figure 7 – Scatter plot of the correlated relationship between tensile strength and axial stiffness of the GR.

52

GEOKUNST – Januari 2016

Table 3 - Target reliability index β in the ULS RC 3 RC 2 RC 1 >4.6 >4.0 Without top load >3.5 >>2.8 >>3.2 >>3.7 With top load

For piled embankments, the influence coefficient for the top load (αr = 0.8) may be overestimated. Figure 12 shows that the influence of the external loads on the reliability is much smaller and the factor (αr) is larger for a thick mattress (case 1). For case 1, RC2 without top load ( β r = 4), the required tensile strength is about 520 kN/m and with top


CALIBRATION OF PAR TIAL FAC TO RS FO R BASAL REINFORCED PILED EMBANKMENTS

Figure 8 – Ratio re / rt versus subgrade modulus k.

Figure 9 – Measured GR strain re versus calculated GR strain rt for the 22 data points from Van Eekelen et al (2015) with subgrade modulus k < 240 kN/m3. Figure 10 – Probability curve of occurrence calculated strains to determine the model factor.

load ( β =3.2) about 400 kN/m. Obviously, a smaller tensile strength in the case with top load is not logical and the target reliability β index for the cases with top load βT l sd is used as a bottom limit. Engineering judgement and the calculated reliability index are decisive for the load factor.

6 Step 4: Calibration of the Model error 6.1 STATISTICAL CHARACTERIZATION In order to account for the model uncertainty, the definition of the model factor as suggested in Eurocode 0 has been adopted for the design method for piled embankments. The model factor is a combination of the mean bias (b = re/rt) and a variation around the mean δ (Eq. (3)), the variation coefficient of which is calculated with Eq. (4). re = b • rt • δ i

(3)

Table 4 - Mean bias and variation coefficient of the model error based on subsets of experimental data from Van Eekelen et al. (2015) with different subgrade moduli. Subgrade modulus k [kN/m3]

(4)

The distribution of δ is assumed to be lognormal. The basis for the mean value b and coefficient of variation V is the comparison between calculated and measured strain (re and rt) results, as described in section 4. As the entire data set is not relevant for the envisaged Dutch guidelines, only a subset based on the subgrade modulus was considered. Figure 8 presents the ratio (re/rt) plotted against the subgrade modulus k.

Number of data sets N

Mean bias b

Coefficient of variation Vδ

0

11

0.833

0.163

≤158

17

0.806

0.246

≤236

22

0.775

0.306

≤480

46

0.679

0.857

≤1200

54

0.700

0.868

≤3138

115

0.727

0.702

Table 4 shows the model error statistics for different subsets of data in classes with increasing maximum subgrade modulus. In the Netherlands, piled embankments are usually constructed in soft soil areas with would otherwise give large settlements (subgrade modu-

53

GEOKUNST – Januari 2016

lus k < 236 kN/m3). Hence, the range of application of the Dutch design guidelines was limited to subgrade moduli up to 240 kN/m3, which justified using only the 22 experiments reported in the third line of Table 4 with a maximum value of 236 kN/m3. The model bias for this data is illustrated in Figure 9. 6. 2 MODEL FACTOR (DESIGN VALUE) The dominant failure mechanism in the Serviceability Limit State (SLS) is excessive GR strain. The SLS target reliability index is 2.8, the target probability of failure is 0.24% (Pf = Φ )–2.8)). Figure 10 shows the results of a MC analysis with the calculated maximum GR strain on the horizontal axis and its probability of exceedance (Pf = εe < εt ) on the vertical axis. The calculated maximum strain with all factors equal to 1 was about 2.7%. The 0.24% failure strain was about 3.60 (see figure 9). The model factor is calculated with:


the MC-analysis. Case 3 is the common situation for piled embankments. Case 1, 2 and 4 are exceptional situations which represent the limits of the design method. The model factor ensures a safe calculation model with a probability of failure of about 0.24% in the serviceability limit state ( β = 2.8).

7 Step 5: Calibration of the Partial factors 7.1 CALIBRATION WORKFLOW The calibration of the partial factors is based on four reference cases that are characteristic for piled embankments in the Netherlands. The partial factors are determined iteratively as shown in the flow chart in Figure 11. For each test case, data set and set of partial factors, a design is made which meets the unity check for the envisaged design rule. Subsequently, the reliability index of the design is assessed with MC analysis (i.e. the same probability distributions are used for deriving the characteristic values in the design as well as in the reliability analysis) and compared to the target value. The partial factors are amended in an iterative process until all test cases comply with the required reliability index β. 7.2 ANALYZED CASES Table 5 lists the general data of the four cases in

For all cases, the fill unit weight is 19 kN/m3, square pile caps and pile spacing are applied. The calculations were performed for a subgrade modulus of 0 and 100 kN/m3. The ratio between short term strength and stiffness was 12.

8 Results 8.1 RESULTING SAFETY FACTORS AND MODEL FACTOR Figure 12 presents the relation between the characteristic (95%) long term tensile strength and the calculated reliability index β (markers) for four reference cases. The figure shows that the influence of the required tensile strength on the calculated reliability index β is large for thin mattresses (case 2) and small for thick mattresses (case 1). Table 6 presents the partial factors which comply for all cases with the required reliability and at the same time do not over-design the construction. It is not possible to calculate 1  single set of partial factors that exactly gives the required reliability for all cases.

8.2 CALCULATED RELIABILITY Table 7 presents the calculated reliability index β for all 4 cases for the serviceability limit state (SLS) and the 3 reliability classes (RC1, RC2 and RC3) in the ultimate limit state. The values in italics in Table 7 are a slightly below the required target reliability index. The situation without surcharge load is not realistic and therefore these relatively low values were accepted. 8.3 INFLUENCE OF GR STIFFNESS/ STRENGTH RATIO The ratio between the GR stiffness (J) and the (short term) tensile strength has a limited influence on the calculated reliability β. Table 8 shows this influence. With an increasing GR stiffness – strength ratio, the reliability index β reduces. The presented partial factors are only applicable for a ratio between strength and stiffness of 7 to 20. 8.4 NON-SQUARE PILED ARRANGEMENTS: S X =/= S Y All considered cases so far have a square pile pattern (sx = sy). Table 9 presents the calculated reliability index β for the case sx =/ sy and a surcharge load of 20 kN/m2. The influence of the difference between the longitudinal and transversal pile spacing is negligible.

9 Lessons learned Table 5 - General dimensions of the 4 cases

Case

1

2

3

sx and sy [m]

3.25

1.75

2.25 2.25

Table 6 - Resulting partial material- and load factors and the model factor

4

RC1 > 3.5

RC2 > 4.0

RC3 > 4.6

Height [m]

10

1.5

3.5

Square pile cap [m]

1.25

0.4

0.75 0.75

Angle of internal friction

1.05

1.10

1.15

Friction angle [deg] 35

45

45

35

Unit weight

0.95

0.90

0.85

Top load [kN/m2]

50

20

20

Tensile strength GR

1.30

1.35

1.45

Axial stiffness GR

1.00

1.00

1.00

Subgrade modulus

1.30

1.30

1.30

Top load

1.05

1.10

1.20

Model factor

1.40

1.40

1.40

20

3.5

Required β

Table 7 - Calculated reliability index β Case

Table 8 - Influence of GR stiffness-strength ratio for case 3

Without surcharge load SLS RC1 RC2 RC31

With surcharge load SLS RC1 RC2

1

2.82

3.56

4.05

2.81

3.58

4.02

2 3 4

2.67 2.78 2.72

3.31 3.50 3.42

3.67 3.98 3.84

2.63 2.76 2.70

3.28 3.49 3.38

3.65 3.95 3.80

4.75

In this paper we wanted to share: – Selection of relevant subsets of experimental data can help in constraining the model uncertainty for a specific application. – In order to determine which parameters should be factored at all, we successfully followed a sequential approach, meaning that we started with the most influential variables and then

RC31

4.31

1 Due to time not all cases were analysed in RC3 because this would have been required at least eighty million calculations.

54

GEOKUNST – Januari 2016

F r;kd;k

F r;ld;k

J

Ratio

Reliability

[kN/m]

[kN/m]

[kN/m]

J / F r;kd;k

index β

178 215 260 542

111 135 163 340

1 260 2 600 5 200 54 000

7 12 20 100

3.53 3.49 3.46 3.42


CALIBRATION OF PAR TIAL FAC TO RS FO R BASAL REINFORCED PILED EMBAN KMENTS

Figure 11 – Flow chart of the calibration workflow todetermine a set of partial factors which leads to the complying with the target reliability for all test cases.

Figure 12 – Reliability index – characteristic tensile strength (Fr;x;ld;k ) 4 cases, without top load (a) and with top load ( b ) and subgrade modulus k = 0 kN/m3.

checked one by one if additional factoring seemed efficient and relavent. – Where very high reliability requirements (e.g. Eurocode RC3) impede the design verification using MC analysis, the partial factors are extrapolated from results of lower reliability (e.g. RC1 and RC2). – Calibration of partial factors using reliability analysis makes the deliberation process in expert committees objective. – It is not possible to design every construction with exactly the required reliability index with 1 set of partial factors. The partial factors are focused to design common constructions with the required reliability index in an economically viable manner. For exceptional piled embankments (H < 1.5 m. H > 10 m or J/F > 20) a MC analysis is recommended.

References - CUR226, (2015). Ontwerprichtlijn paalmatrassystemen (Dutch Design Guideline Piled Embankments) updated version, to be published in 2015 (in Dutch). - NEN 1990: NEN-EN 1990+A1+A1/C2 (nl), Basis of structural design, ICS 91.010.30; 91.080.01, (December 2011, Eurocode 0). - ISO 2394: (1998). General principles on reliability for structures. ICS 91.080.01 - Schweckendiek, T., Vrouwenvelder, A.C.W.M., Calle, E.O.F., Jongejan, R.B., Kanning, W.: Partial Factors for Flood Defenses in the Netherlands. Modern Geotechnical Codes of Practice – Development and Calibration, Fenton, G.A. et al.

Symbols _

Table 9. Influence irregular centre-to-centre distance piles Case 3

sx [m]

sy [m]

RC1

RC2

2.25 2.00

2.25 2.50

3.49 3.47

3.95 3.90

Δ Δi

Δ = 1/N • ΣΔ i Δ ln (δ i )

sΔ2

Standard variation coefficient of the error term: _ sΔ2 = 1/(N–1) • Σ (Δ i –Δ ) 2

B

Least squares best fit to the ratio between experimental and theoretical results: b=∑ re·rt /∑ rt2

Nfail Pf

Failure count (R < S) Probability of failure (Pf = Φ (-β ) = Nfail / N). Experiment result (test result) Theoretical results (calculate value)

re rt

55

_

GEOKUNST – Januari 2016

(eds.). Special Geotechnical Publication. Taylor & Francis. (2013). - Van Duijnen, P.G. Van Eekelen, S.J.M., Van der Stoel, A.E.C., (2010). Monitoring of a railway piled embankment. In: Proceedings of 9 ICG, Brazil, 1461-1464. - Van Eekelen, S.J.M., Bezuijen, A., van Tol, A.F., (2013). An analytical model for arching in piled embankments. Geotextiles and Geomembranes; 39: 78 - 102. - Van Eekelen, S.J.M., Bezuijen, A., van Tol, A.F., (2015). Validation of analytical models for the design of basal reinforced piled embankments. Geotextiles and Geomembranes; 43: 56 - 81. 쐌

p t n–1

Inverse student T distribution for probability p and (n-1) degrees of freedom Variation coefficient error term:

Z(R-S) δi

Reliability function Error term experiment / theoretical result: rei / (b·rti)

β

Calculated reliability index

X Fr;ld;k

Mean value Characteristic tensile strength end of the lifetime Characteristic tensile strength leaving the factory

_

Fr;kd;k


EC T O E

BLAD G K A

IEK HN

20 JAAR V

Geotechniek januari 2016  

Onafhankelijk vakblad voor het geotechnische werkveld

Read more
Read more
Similar to
Popular now
Just for you