Page 1

JAARGANG 23 NUMMER 4 NOVEMBER 2019

n h i c ek e t ONAFHANKELIJK VOOR O NAF HA NKE LIJK VAKBLAD V A K BL A D V OO R HET GEOTECHNISCHE WERKVELD GE O TE CHNISCHE W ERK V ELD

SIEF I N C LU

G E O T E C H N I E K D AG 2 0 1 9 S P E C I A DROOGTESCHEUREN IN DIJKEN AFDICHTEN MET ZWELKLEI, NUT EN NOODZAAK

‘SPANNEND’ STEMPELRAAM VOOR HERONTWIKKELING ‘DE TWEELING’ TE AMSTERDAM

L

Waarin W aar a riin opgenomen

GEO G EO kunst GEO G EO kunst Waarin W aaarriin opgenomen


GEOTECHNISCHE KENNIS DIRECT TOEPASBAAR MAKEN

ZETTINGSVLOEIING

 26 en 27 november 2019  dr. ir. R.R. de Jager (Boskalis)

GRONDVERBETERINGSTECHNIEKEN

 3 en 4 december 2019  dr. ir. ing. A.E.C. van der Stoel (CRUX Engineering) en ir. J.K. Haasnoot (CRUX Engineering)

PYTHON VOOR INGENIEURS

 9, 10, 16 en 17 januari 2020  ir. O.N. Ebbens (Mamba) en ir. P. Izeboud (Mamba)

DAMWANDCONSTRUCTIES EN BOUWPUTTEN

 17, 18, 24 en 25 maart 2020  ing. H.J. Everts (Everts Geotechniek) en dr. ir. K.J. Bakker (WAD43 Consulting Engineers)

Investeer in de nieuwste kennis en kunde in de geotechniek VIND JOUW CURSUS OP WWW.PAOTM.NL!

GEOTECHNIEK

PAALFUNDERINGEN VOOR CIVIELE CONSTRUCTIES  26, 27 maart en 9, 10 april 2020  dr. ir. M. Korff (Deltares) en ir. A.J. Seters (Fugro)

INGENIEURSGEOLOGIE (CGF-G)

 2, 9, 16, 23 april, 14 en 20 mei 2020  dr. ir. S. Slob (Cohere Solutions) en ir. J.S. van der Schrier (Royal HaskoningDHV)

INSCHRIJVEN? Dat kan op www.paotm.nl Vragen? 015 278 46 18 of info@paotm.nl

2

NOVEMBER 2019


INHOUD

8 DROOGTESCHEUREN IN DIJKEN AFDICHTEN MET ZWELKLEI, NUT EN NOODZAAK WIM PONSTEEN / GEERT WILLEMSEN / FRANCK HOGERVORST / WERNER HALTER

12 ‘SPANNEND’ STEMPELRAAM VOOR HERONTWIKKELING ‘DE TWEELING’ TE AMSTERDAM RICHARD REURINGS

2 G 0 A 1 D 9 K SPECIAL E I N H C E T 19 O E G THE FUTURE OF GEO-ENGINEERING • AUTOMATISCHE VERWERKING VAN GROTE HOEVEELHEDEN MONITORING DATA EN PARAMETER FITTING VOOR GRONDVERBETERINGSWERKEN MET POSTGIS EN PYTHON SCRIPTS

• PROEFTERPEN OP DE MARKERMEERDIJKEN: VAN THEORIE NAAR ONTWERP EN UITVOERING • PARAMETRISCH ONTWERPEN & AUTOMATISERING GELUIDSWALLEN ‘KNOOPPUNT HOEVELAKEN’ • DISTRIBUTED STRAIN/TEMPERATURE SENSING: RECENTE ERVARINGEN • DIGITAL ENGINEERING IN HET GEOTECHNISCHE VAKGEBIED: TOEKOMSTVISIE EN ONTWIKKELINGEN BINNEN ROYAL HASKONINGDHV

• KEY ASPECTS OF DYNAMIC SOIL-STRUCTURE INTERACTION: EXCERPTS FROM THE 58 TH RANKINE LECTURE • DATA-GEDREVEN METHODES IN GEOTECHNISCHE APPLICATIES

GEO k u n s t

60 GEOGRID-VERANKERDE DAMWANDEN 1. VOORBEELDPROJECTEN EN ONDERZOEKSOPZET OLIVER DETERT / ARASH LAVASAN / JORIS VAN DEN BERG / PIET VAN DUIJNEN / DIETHARD KÖNIG / RAOUL HÖLTER / SUZANNE VAN EEKELEN

66 ONTWERPEN MET DE NIEUWE RICHTLIJN VOOR FUNDERINGSWAPENING CHRIST VAN GURP / ERIK KWAST

GEOTECHNIEK

3

NOVEMBER 2019


MEMBERS EXECUTIVE GOLD MEMBERS

Loc. Campogrande 26, 29010 Calendasco ITALY Tel. 0039 0523 77 15 35 www.pagani-geotechnical.com

GOLD MEMBERS

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

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

Boussinesqweg 12629 HV Delft Tel. 0031 (0)88 335 82 73 www.deltares.nl

Veurse Equipment Achterweg 10 Geomil BV 2264240 SG 2841 Leidschendam Westbaan MC Moordrecht Tel. 33 Tel. 0031 0031 (0)70 (0)172311 42713800 www.fugro.com www.geomil.com

S I LVE R P LU S M E M B E R S

BAUER Funderingstechniek Rendementsweg 15 3641 SK Mijdrecht Tel. 0031 (0)297 231 150 www.bauernl.nl

Veilingweg 2 5301 KM Zaltbommel Nederland Tel. 0031 (0)418 57 84 03

Philipssite 5 bus 15 / Ubicenter B-3001 Leuven 7e 60 Tel. 0032 16 60re 77

www..d dywidag-systems.com

Albert Plesmanweg 47 3088 GB Rotterdam Tel. 0031 (0)10 503 02 00 www.mosgeo. . com

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

Rijksstraatweg 22-F 2171 AL Sassenheim Tel. 0031 (0)71 301 92 51 www.eijkelkamp-geopoint.com

Geomil Equipment BV Westbaan 240 2841 MC Moordrecht Tel. 0031 (0)172 427 800 www.geomil.com

BV BV HuesHuesker ker Synthetic Kievitsven Het Schild 108 39 V4 5249EB JK Den Rosmalen 5275 Dungen 73 202 TTel. el. 0031 0031(0) (0)88 59400 007050 www.huesker.nl www.hu .hues . ker.nl .

Laan 1914 no. 35 3818 EX Amersfoort Tel. 0031 (0)88 348 20 00 www.royalhaskoningDHV.com

RPS Elektronicaweg 2 2628 XG Delft Tel. 0031 (0)88 990 45 00 www.rps.nl

voorbij funderingstechniek

Alg. Ondernemingen SOETAERT nv Esperantolaan 10-A B-8400 Oostende +32 59 55 00 00 +32 59 55 00 10 www.soetaert.be

Voorbij Funderingstechniek Siciliëweg 61 1045 AX Amsterdam Tel. 0031 (0)20 407 71 00 www.voorbijfunderingstechniek.nl

GEOTECHNIEK

4

NOVEMBER 2019

Hulsenboschstraat 25 4251 LR Werkendam Tel. 0031 (0)183 508 888 www.devriestitan.nl


MEMBERS S I LVE R M E M B E R S

Business units: DIMCO / de Vries & van de Wiel / GeoSea Haven 1025 - Scheldedijk 30 B-2070 Zwijndrecht Tel. 0032 3 250 52 11 www.deme-group.com

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

Van ’t Hek Groep Postbus 88 1462 ZH Middenbeemster Tel. 0031 (0)299 31 30 20 www.vanthek.nl

Funderingstechnieken Verstraeten BV Brugsevaart 6 Postbus 55 4500 AB Oostburg Tel. 0031 (0)117 45 75 75 www.fundex.nl

S I LVE R M E M B E R I I

PAOTM Postbus 5048 2600 GA Delft Tel. 0031 (0)15 278 46 18 www.paotm.nl

ASSOCIATE MEMBERS Allnamics Waterpas 98 2495 AT Den Haag Tel. 0031 (0)88 255 62 64 www.allnamics.nl

CRUX P.de Medinalaan 3-c 1086 XK Amsterdam Tel. 0031 (0)20 494 30 70 www.cruxbv.nl

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

Geobest BV Marconiweg 2 4131 PD Vianen Tel. 0031 (0)85 489 01 40 www.geobest.nl

BodemBouw BV Bouwkuip Specialist Veghelse Dijk 2-E 5406 TE Uden Tel. 0031 (0)85 877 20 02 www.bodembouw.com Cofra BV Postbus 20694 1001 NR Amsterdam Tel. 0031 (0)20 693 45 96 www.cofra.nl ConGeo B.V. Crown Business Centre Bodegraven II Tolnasingel 1 2411 PV Bodegraven Tel. 0031 (0)182-38 05 66 www.congeo.nl

Geomet Powered by ABO-Group Curieweg 19 2408 BZ Alphen a/d Rijn Tel. 0031 (0)172 449 822 www.abo-group.eu Ingenieursbureau BT Geoconsult B.V. Loire 204 2491 AM Den Haag Tel. 0031 (0)70 415 90 02 www.btgeoconsult.nl Jetmix B.V. Oudsas 11 4251 AW Werkendam Tel. 0031 (0) 183 50 56 66 www.jetmix.nl

GEOTECHNIEK

5

NOVEMBER 2019

KELLER Funderingstechnieken B.V. Europalaan 16 2408 BG Alphen a/d Rijn Tel. 0031 (0)172 47 17 98 www.keller-funderingstechnieken.nl NVAF Postbus 1218 3840 BE Harderwijk Tel. 0031 (0)341 456 191 www.funderingsbedrijf.nl Profound BV Limaweg 17 2743 CB Waddinxveen Tel. 0031 (0)182 64 09 64 www.profound.nl Vroom Funderingstechnieken BV Sluisweg 1 1474 HL Oosthuizen Tel. 0031 (0)299 40 95 00 www.vroom.nl


COLOFON Uitgever/bladmanager Uitgeverij Educom Diederiks, R.P.H. Redactie (excl. specials) Bles, ir. T.J. Bogaards, J. Broeck, ir. M. van den Diederiks, R.P.H. Lengkeek, ir. A. Lysebetten, ir. G. van Pijpers, R. Zandbergen, ing. D.

G EOT EC H N I E K N OVE M B E R 2 0 1 9 JA A R GA N G 2 3 N U M M E R 4

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

Redactieraad (excl. specials) Alboom, ir. G. van Bles, ir. T.J. Bogaards, J. Broeck, ir. M. van den Dalen, ir. J.H. van Deen, dr. J.K. van Diederiks, R.P.H. Duijnen, ing. P. van Gunnink, Drs J. Lengkeek, ir. A. Lysebetten, ir. G. van Pijpers, R. Rooduijn, ing. M.P. Smienk, ing. E. Spierenburg, dr. ir. S. Smit, E Steenbergen, ir. G.J.A.M. Storteboom, O. Velde, ing. E. van der Woestijne, H. van de Zandbergen, ing. D.

Geotechniek is een uitgave van Uitgeverij Educom v.o.f. Mathenesserlaan 347 3023 GB Rotterdam Tel. 0031 (0)10 425 6544 info@uitgeverijeducom.nl www.uitgeverijeducom.nl Lezersservice Adresmutaties doorgeven via info@uitgeverijeducom.nl © Copyrights Uitgeverij Educom v.o.f. NOVEMBER 2019 Niets uit deze uitgave mag worden gereproduceerd met welke methode dan ook, zonder schriftelijke toestemming van de uitgever. © ISSN 1386 - 2758

Distributie van Geotechniek in België wordt mede mogelijk gemaakt door:

SMARTGEOTHERM

ABEF vzw

BGGG

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

Belgische Vereniging Aannemers Funderingswerken Lombardstraat 36-42 1000 Brussel www.abef.be

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

U wilt toch geen nummer missen van Geotechniek?

Seminar overdenieuwe Eurocode 7 Geotechniek NEN en KIVI organiseren op woensdag 4 december 2019 een seminar over de laatste ontwikkelingen in Eurocode 7. Ontdek de nieuwe Eurocode 7 Geotechnics en de impact daarvan op komende projecten binnen één dag! Naar verwachting zal de nieuwe Eurocode 7 in 2021 gereed zijn en verschijnt de nieuwe norm eind 2023, na afstemming met andere delen uit de Eurocode-serie. Als vervolgens ook de Nationale Bijlage gereed is,dan zal elke geotechnisch adviseur met de norm kunnen werken. Momenteel is er de mogelijkheid om input te leveren op de nieuwe drafts via de leden van de normcommissie. De voertaal is Engels.

Maak dan uw bijdrage in de verzendkosten € 25,over naar IBAN: NL95 ABNA 0426 4761 31 (BIC: ABNANL2A) t.n.v. Uitgeverij Educom, Rotterdam, Nederland,o.v.v. Ontvangst Geotechniek 2020

iek? Maak dan erzendkoste IBAN: NL95 A (BIC: ABNANL Educom, Educom, Rotte Rott o.v.v..

VOOR WIE Alle geotechnisch adviseurs die werken met EN 1997 en de bijbehorende Nationale Bijlage (NEN-EN 1997-1/NBen NEN 9997-1) WAAR NEN in Delft INSCHRIJVEN www.KIVI.nl INFORMATIE Carloes Pollemans mb@nen.nl

'Ontva 'On

2018'.

GEOTECHNIEK

6

NOVEMBER 2019


Praat mee op 4 december 2019

ONTDEK DE IMPACT VAN EUROCODE 7 GEOTECHNIEK Wat betekent de nieuwe Eurocode 7 voor u? Wat is de impact op uw projecten? Ontdek in één dag het antwoord op deze en andere vragen op het seminar over de nieuwe Eurocode 7 Geotechniek.

Aanmelden? Ga naar www.kivi.nl

GEOTECHNIEK

7

NOVEMBER 2019


ing. Wim Ponsteen Coördinator Beleid, Onderzoek en Innovatie Waterkeringen, Hoogheemraadschap van Delfland

ir. Geert Willemsen Beleidsmedewerker Waterkeringen, Hoogheemraadschap van Delfland

ir. Franck Hogervorst Senior Adviseur Hydrologie, Fugro

ir. Werner Halter Principal Consultant, Fugro

DROOGTESCHEUREN IN DIJKEN AFDICHTEN MET ZWELKLEI – NUT EN NOODZAAK Inleiding Droge perioden in de zomer en ook in het voorjaar resulteren in uitdroging van de kades en leiden regelmatig tot scheurvorming in de waterkering (zie figuur 1). Vermoed wordt dat deze scheuren een negatief effect hebben op de dijkveiligheid, vooral bij hevige regenval na een periode van droogte. Het Hoogheemraadschap van Delfland maakt scheurvorming in dijken bij voorkeur ongedaan door herprofilering met gebiedseigen grond. Dit is een arbeidsintensieve werkwijze en niet in alle gevallen mogelijk. Daarom wordt in urgente gevallen ervoor gekozen om grote droogtescheuren af te dichten met zwelklei. De zwelklei wordt handmatig in de vorm van korrels of pallets aangebracht (zie figuur 2). De scheuren verdwijnen hierdoor uit het zicht en de dijk oogt hierdoor stabieler. Deze methode kent echter geen degelijke wetenschappelijke onderbouwing. Daarom heeft het Hoogheemraadschap samen met Fugro de afgelopen jaren onderzocht in hoeverre het opvullen van de droogtescheuren met zwelklei daadwerkelijk een geschikt alternatief is, dat leidt tot een veiligere dijk. De focus van het onderzoek lag op typische regionale kades in het beheergebied Delfland, ofwel kleikades op een veenonder-

grond. Er is vooral gekeken naar de beïnvloeding van de macrostabiliteit, overige risico’s zoals erosie en uitspoeling zijn slechts zijdelings beschouwd. In eerste instantie is een literatuurstudie uitgevoerd, waarbij ook is gekeken naar de ervaringen met droogtescheuren in het buitenland. Vervolgens zijn drie locaties geohydrologisch beschouwd en zijn stabiliteitsberekeningen uitgevoerd. In een vervolgstap zijn de eigenschappen van de diverse typen toegepaste zwelklei, zowel in het veld als in het laboratorium door middel van proeven in kaart gebracht. De beïnvloeding van de freatische lijn in de dijk door toevoeging van zwelklei is bepaald met Hydrus 2D-modelsimulaties, die zijn vergeleken met waterspanningsmetingen. Het onderzoek heeft een verkennend karakter. Het aantal proeven en metingen is te beperkt om alle variaties in kaart te brengen.

gebruikt om het ontstaan van droogtescheuren in dijken te voorspellen. Door droogte neemt het watergehalte in dijkenklei af. Dit leidt tot volumeafname, ofwel krimp. Deze volume-afname leidt tot trekspanningen in de grond. Bij overschrijding van de maximale treksterkte van de grond ontstaan er scheuren. Droogtescheuren worden voornamelijk geassocieerd met veendijken. Ze komen echter ook voor in kleikades op een veenondergrond, veel regionale waterkeringen in Delfland zijn zo opgebouwd. Het probleem komt ook in het buitenland voor. Tien procent van de dijken in het Verenigd Koninkrijk vertoont droogtescheuren, vooral in gebieden met van nature sterk plastische klei. Overmatige scheurvorming heeft een belangrijke rol gespeeld bij diverse dijkdoorbraken, bijvoorbeeld langs de Engelse oostkust in 1953 en langs de Mississippi in 1994.

Droogtescheuren in kleidijken De mate van droogte wordt bepaald via droogteindicatoren zoals het neerslagtekort of de SPEI. Deze indicatoren geven een maat voor de verdroging van de grond op basis van neerslag- en verdampingsgegevens. De indicatoren worden

De gevoeligheid voor scheurvorming hangt af van diverse factoren. De samenstelling van klei is belangrijk. Slecht verdichte en natte klei zal bij droog weer relatief snel scheuren. Na langdurige droogte kan echter zelfs kwalitatief hoogwaardige klei onder een goede grasmat gaan scheuren. Bomen op dijken zorgen bij droog weer tot meer verdamping en bevorderen scheurvorming. Westelijk gelegen dijktaluds waarbij de wind vrij spel heeft, zijn ook droogtegevoelig. Niet alle droogtescheuren hebben een nadelig effect op de dijkveiligheid. Kleine, gelijkmatige scheuren (craquelé) zijn bijvoorbeeld niet risicovol. Droogtescheuren in de langsrichting in het binnentalud, dieper dan 0,5 m, zijn echter mogelijk gevaarlijk, omdat zij een nadelig effect kunnen hebben op de macrostabiliteit van een dijk. Dit komt doordat zo’n scheur kan vollopen met water en vervolgens een druk op het glijvlak kan uitoefenen. Daarnaast kan een scheur leiden tot een voor de stabiliteit minder gunstige ligging van de freatische lijn door infiltratie van water of door verandering van de doorlatendheid van het dijkmateriaal. Degeneratie van grond door uitdroging kan leiden tot een afname van de grondsterkte door permanent verlies van organische stof en verlies van contact tussen structuurelementen. In dit artikel

Figuur 1 – Dijk in Delfland met droogtescheuren (bron: Hoogheemraadschap van Delfland).

GEOTECHNIEK

8

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G als overbruggingsmaatregel. Het afdichten van scheuren is effectief om verdere uitdroging van een dijk te beperken, maar leidt niet direct tot een stabiliteitsverbetering. Hoewel zwelklei weinig water doorlaat, leidt de aanwezigheid ervan in de dijk niet tot een opstuwing van de freatische lijn.

Door droogte kunnen er scheuren ontstaan in een dijk. Extreme scheurvorming is nadelig voor de waterkerende veiligheid. Daarom maakt het Hoogheemraadschap van Delfland grote droogtescheuren ongedaan door deze af te dichten. De effectiviteit van het dichten van droogtescheuren met zwelklei is onderzocht, waarbij vooral is gekeken naar macrostabiliteit. Het blijkt nuttig

wordt de effectiviteit van het vullen van scheuren met zwelklei beschouwd. De focus ligt op deze maatregel, omdat deze relatief eenvoudig en snel inpasbaar is. Er zijn meerdere manieren om droogtescheuren in dijken te voorkomen of verhelpen. Voorbeelden zijn het vervangen van slechte kleilagen door beter materiaal, taludverflauwing of toepassing van geotextiel. Hier wordt nu niet op ingegaan.

Effecten van zwelklei als scheuropvulling op het dijkgedrag Zwelklei is een algemene benaming voor kleisoorten of kleimengsels met een groot zwelvermogen. Deze bestaat overwegend uit het kleimineraal montmorilloniet. Het volume van zwelklei neemt sterk toe bij toename van het watergehalte. De bekendste soort zwelklei is bentoniet. Dit ontstaat door geologische en chemische processen op afzettingen van vulkanische asregens in zoute binnenmeren. De naam bentoniet is gebaseerd op de eerste winplaats: Fort Benton in de Amerikaanse staat Wyoming. Zwelklei wordt veel gebruikt bij het afdichten van sondeer- en boorgaten en (water)bronnen. Daarbij zijn vooral de waterdichtheid en het zwelvermogen van belang. Over deze eigenschappen is dan ook veel bekend. Voor de dijkveiligheid zijn echter ook andere grondparameters van belang zoals het volumiek gewicht, de sterkte en de erosiebestendigheid. Daarom zijn enkele laboratoriumproeven uitgevoerd op de zwelkleiproducten Mikolit en Cebogel. Het volumiek gewicht is bepaald op ongeroerde monsters uit zwelklei in droogtescheuren (zie figuur 3). De overige eigenschappen zijn bepaald op in het laboratorium geprepareerde monsters van hetzelfde type materiaal met eenzelfde dichtheid, omdat er in het veld onvoldoende zwelklei kon worden verzameld (zie tabel 1). Zwelklei is door haar specifieke eigenschappen een lastig te beproeven materiaal. Het is bijvoorbeeld niet mogelijk om er Proctorproeven op uit te voeren. Er is veel water nodig om de monsters voldoende te verzadigen voor triaxiaalproeven en samendrukkingsproeven. De eigenschappen blijken afhankelijk van het type zwelklei. Globaal kan worden gesteld dat de sterkte en samendrukbaarheid van de onderzochte zwelklei in dezelfde orde van grootte liggen als natuurlijke (humeuze) klei.

Het vullen van een droogtescheur met zwelklei voorkomt dat er waterdrukken ontstaan. Daar staat tegenover dat het zwellen van klei juist tot extra druk leidt. Door de zwelklei verdwijnen de droogtescheuren in het dijklichaam en wordt de samenhang verhoogd. De hechting tussen het scheuroppervlak en het opvulmateriaal is echter doorgaans slecht. Bij een dreigende afschuiving kunnen er door spanningsherverdeling trekscheuren ontstaan, die alsnog de samenhang verkleinen. Bovenstaande fenomenen zijn in Plaxis gemodelleerd (zie figuur 4). Daaruit blijkt dat er door toevoeging van zwelklei netto geen directe, significante stabiliteitsverandering optreedt. Op lange termijn kan het wel een positief effect hebben. De geleidelijke degeneratie van uitgedroogde grond door oxidatie door blootstelling aan de buitenlucht via de scheuren wordt namelijk gestopt.

Beïnvloeding freatische lijn door scheurvulling Het opvullen van een scheur met waterondoorlatend materiaal als zwelklei vormt een barrière voor grondwaterstromen die hierlangs komen. Voor de beïnvloeding van de freatische lijn door een slecht waterdoorlatende scheurvulling moet allereerst de freatische lijn stijgen tot het niveau waarop deze barrière zich bevindt. Het maakt vervolgens veel uit wat de oriëntatie en continuïteit zijn van de barrière. We beperken ons hier tot diepe langsscheuren langs de kruin in het binnentalud, zoals die zich voordoen in de kades in Delfland. In situaties zonder neerslag infiltreert water uit de boezem in de kade en stroomt het bovenste laagje freatisch water langs de freatische lijn richting de polder. In een met water verzadigde zone kan geen krimp optreden. Daarom kunnen scheuren door uitdroging niet tot onder het dan aanwezige niveau van de freatische lijn komen. Alleen tijdens natte perioden, na een stijging van het grondwaterpeil door neerslag, zullen deze scheuren invloed uitoefen op het verloop van de freatische lijn. Als een scheur (met vulling) zich bij droogte uitstrekt tot in de waterverzadigde zone kan die niet het gevolg zijn van krimp door uitdroging van gerijpte klei, maar alleen door hellingsprocessen in het talud zoals kruip. Hierdoor kan een scheur ook ontstaan in natte perioden en die kan zich dan ook uitstrek-

GEOTECHNIEK

9

NOVEMBER 2019

Figuur 2 – Het vullen van een droogtescheur in een dijk (bron: Hoogheemraadschap van Delfland).

ken tot onder het laagste freatische niveau. Een volledige scheurvulling kan in een dergelijk geval dus gedurende het hele jaar invloed uitoefenen op het verloop van de freatische lijn. Dit effect is ook terug te zien in Hydrus 2D-simulaties. De freatische lijn stijgt alleen door neerslagoverschot. Het boezemniveau is immers altijd gelijk of zelfs lager in de periode met hogere grondwaterstanden. Onderscheid wordt gemaakt tussen neerslag met lage en hoge intensiteit. Lage intensiteit neerslag infiltreert alleen via de korrelmatrix en de iets grotere bio-poriën (bijvoorbeeld wortels en regenwormen). Het water beweegt voornamelijk verticaal totdat de volcapillaire zone bereikt is of een omweg wordt gemaakt rondom horizontale scheuren. Daarna volgt het de


drukgradiënt in de waterverzadigde zone, die sterk afbuigt richting de polder. De slecht doorlatende scheurvulling remt het water, waardoor de druk bovenstrooms van de scheur stijgt. Benedenstrooms van de scheurvulling daalt de waterstand door de vertraagde aanvoer. Na bereiken van druk-stromingsevenwicht stroomt meer water onder de scheur door en is sprake van een permanent toegenomen verhang over de scheur. Bij openingen of aan het einde van de barrière wordt er ook water door/omheen gedrukt. Alleen bij hoge neerslagintensiteit is waargenomen dat infiltratie wordt gedomineerd door macroporiënstroming en oppervlakkige afstroming. Macroporiën zijn de kleine scheurtjes rondom

Figuur 3 – Ongeroerde monsters uit met zwelklei opgevulde droogtescheuren in boezemkades (bron: Fugro).

structuurelementen en die zijn vaak regelmatig verdeeld in de onverzadigde zone. De grote scheuren zijn extreme macroporiën waarbij capillaire krachten geen rol spelen. De macroporiën zijn over het algemeen groter dan de eerdergenoemde bio-poriën en ze spelen alleen een rol bij de interne afvoer van intensieve neerslag. Hoe hoger het freatische niveau hoe groter de fractie horizontale afstroming, de berging is immers al vol. In die situatie kan gedurende korte tijd horizontale stroming plaatsvinden door scheuren met alle gevolgen van dien. Daarbij is vooral de geometrie en connectiviteit van het macroporiënstelsel van belang. Uitgaande van een situatie na een natte herfst, waarbij alle onregelmatig gevormde droogtescheuren (zie foto’s) dichtgezwollen zijn door herbevochtiging, is er alleen sprake van matrixstroming (capillair gebonden water) en stroming door ronde bio-poriën. Immers alle scheuren zijn dichtgezwollen. Scheuren die ook dan nog open staan moeten dan een andere oorzaak hebben. In een dijktalud kunnen hellingprocessen niet worden uitgesloten. Een andere verklaring kan zijn dat sprake is geweest van irreversibele krimp zoals dat optreedt bij rijping van onrijpe klei, en na extreme uitdroging zoals dat in extreem droge zomers kan gebeuren.

Waterspanningsmetingen rondom met zwelklei gevulde scheur

Figuur 4 – Plaxissimulatie van effect droogtescheuren op macrostabiliteit (bron: Fugro). Tabel 1 - In het laboratorium gemeten eigenschappen van twee soorten zwelklei

Eigenschap

Mikolit

Cebogel Premium

Volumiek gewicht (in-situ) [kN/m2]

14,9 à 18,5

13,2 à 16,7

Watergehalte (in-situ) [%(m/m)]

26,7 à 45,8

46,1 à 87,1

Vloeigrens [%(m/m)]

51

609

Uitrolgrens [%(m/m)]

21

46

Plasticiteitsindex [%(m/m)]

30

563

Consistentie-index [-]

0,49

0,96

Zandgehalte [%(m/m)]

3,0

1,1

Gehalte organisch stof [%(m/m)]

1,6

0,0

Kalkgehalte [%(m/m)]

3,0

0,9

Zoutgehalte in bodemvocht [NaCl g/l]

6,7

2,0

Secant hoek van inwendige wrijving bij 2% rek ᒌsec [0 ]

25 à 27

31 à 39

Secant hoek van inwendige wrijving bij 25% rek ᒌsec [0 ]

17 à 18

20 à 31

Ongedraineerde schuifsterkteratio bij 25% rek S [-]

0,31

0,65 à 1,49

Primaire samendrukkingscoëfficiënt na grensspanning C’p [-]

10,5 à 12,6

13,6

Secundaire samendrukkingscoëfficiënt na grensspanning C’s [-]

35,5 à 41,1

36,6 à 38,4

Grensspanning Ȝ’p [kPa]

26 à 28

36

Consolidatiecoëfficiënt cv [m2/s]

1,9x10-8 à 5,5x10-8

Niet te bepalen

Eénpuntsproctordichtheid [%]

Niet te bepalen

Niet te bepalen

GEOTECHNIEK

10

NOVEMBER 2019

In Delfland is één van de met zwelklei gevulde scheuren voorzien van een waterspanningsmeter (WSM) boven en een onder de scheur (zie figuur 5). Daarnaast is een referentiesituatie zonder scheur dichtbij op dezelfde manier ingericht. Gedurende een winter en lente is bekeken of de scheurvulling een zichtbare invloed heeft op het freatische niveau en verhang. Er is gekozen voor 4 waterspanningsmeters, omdat die vrijwel direct in evenwicht zijn met de drukveranderingen, beter zijn afgeschermd van oppervlakkig afstromend water en zeer lokaal meten. Ze kunnen alleen in de waterverzadigde zone worden geplaatst, omdat ze anders kunnen leeglopen. Een voordeel van peilbuizen is, dat ze een completer globaal beeld geven van de vochttoestand in stationaire condities. Tensiometers (WSM’s voor de water-onverzadigde zone) kunnen de meest extreme freatische piek detecteren. Deze zouden een toevoeging kunnen zijn als de interesse ook uitgaat naar de kortdurende extreem natte situatie na een droge periode. In twee neerslagrijke periodes is inderdaad gedurende korte tijd een toename waargenomen van het stijghoogteverschil op korte afstand (zie figuur 6). Echter, in rustigere perioden was er “bovenstrooms van de scheur” een structureel lagere waterspanning dan benedenstrooms. Het verhang is zeer onverwacht onregelmatig en suggereert


zelfs dat sprake is van freatische stroming vanuit het talud richting de boezem. Daarom werd er getwijfeld aan de betrouwbaarheid van de waterspanningsmeters en is het materiaal en het dataverwerkingssysteem nagelopen om meetfouten uit te sluiten. Alles bleek echter goed te werken. Na terugwinning van de systemen is vastgesteld dat ook de sensorkalibraties prima in orde waren. Doormeten in de droge lente leidde niet tot een verandering van dit algemene beeld. Ook toen was sprake van een opbolling onder de gevulde scheur. Een fysische verklaring voor het stijghoogteverloop kan zijn dat het talud aan de polderzijde is geconsolideerd. Daardoor zijn er boven de scheur meer en grotere poriën dan onder de scheur. Het is zuiver hypothetisch, dat er onder de scheur sprake is van vertraagde verticale grondwaterbeweging. Om dit uit te sluiten, is een groter aantal meetpunten nodig. Vooralsnog is echter aangetoond, dat er op die locatie alleen gedurende intensieve neerslagperioden sprake is van een relatieve versterking van het freatisch verhang in de dijk.

Conclusies en aanbevelingen De conclusie is dat het afdichten van droogtescheuren in boezemkades in Delfland met zwelklei effectief is om verdere uitdroging van de boezemkades te beperken, doordat de diepere bodemlagen beter worden beschermd tegen zon en wind. Hierdoor wordt een versnelde achteruitgang van de stabiliteit door structuurvorming, oxidatie van organische stof tegengegaan en is er een verlaagde kans op hydraulische kortsluiting en/of diergraverijen. Het afdichten leidt echter niet direct tot een significante verandering van de macrostabiliteit, omdat de zwelklei de samenhang van het dijklichaam niet beïnvloedt. Een zorgpunt was, dat de relatief waterondoorlatende zwelklei zou leiden tot opstuwing van de freatische lijn in het dijklichaam en daardoor tot een lagere macrostabiliteit. Dit lijkt op basis van boringen en waterspanningsmetingen echter niet het geval, behalve tijdens korte perioden van intensieve neerslag. Het is daarentegen niet aangetoond dat dit ligt aan de vulling van de sleuf. Uit de waterspanningsmetingen lijkt wel sprake te zijn van een grotere invloed van verschillende materiaaleigenschappen in de dijk op de vorm van de verhanglijn. Dat benadrukt de noodzaak tot goed toezicht op aangebracht materiaal tijdens de uitvoering van dijkversterkingen. Het vullen van de scheuren met zwelklei is nuttig als overbruggingsmaatregel. Het neemt echter niet een belangrijke oorzaak van de droogtescheuren weg, namelijk dat veel dijken in het verleden zijn versterkt met ongerijpte en/of te natte klei. Op lange termijn lijkt het effectiever om de deklaag van scheurgevoelige dijken te vervangen

Figuur 5 – Waterspanningsmeters rondom met zwelklei opgevulde droogtescheur (bron: Fugro).

Figuur 6 – Gemeten waterspanning uitgedrukt als stijghoogte met neerslagsom van het voorafgaande etmaal gedurende de neerslagperioden rond de jaarwisseling van 2017-2018 en april 2018.

door een kleilaag die beter bestand is tegen weer en wind. De zwelklei voorkomt namelijk niet, dat er nieuwe droogtescheuren ontstaan. Bovendien kan niet worden uitgesloten dat macroporiën in kleilagen aan de onderkant van het dijktalud in elkaar worden gedrukt en op termijn de freatische lijn negatief beïnvloeden. Op de zwelklei in droogtescheuren lijkt zich geen goede grasmat te ontwikkelen. Dit zou kunnen worden voorkomen door de zwelklei dieper weg te drukken en te verdichten en de bovenkant van de scheur te vullen

GEOTECHNIEK

11

NOVEMBER 2019

met begroeibare grond of teelaarde.

Literatuur - Earth Embankment Fissuring Manual. C.W. Frith et al, Binnie Black & Veatch, 1997. - Gedrag van verdroogde kades. Fase E Synthese. W. Ponsteen en J. Tigchelaar, Hoogheemraadschap van Delfland, 7 april 2014. - Onderzoek dichten droogtescheuren. J. Tel et al, Fugro, 31 augustus 2016. - Aanvullend onderzoek naar de zwelklei als opvulmateriaal in dijkscheuren. W.R. Halter en F. Hoger-


Richard Reurings Engineer Voorbij Funderingstechniek

‘SPANNEND’ STEMPELRAAM Geometrie De geometrie van de bouwkuip, en daarmee ook van het stempelraam, mag zeker als complex omschreven worden. De herontwikkeling van ‘De Tweeling’ aan de Zuidas in Amsterdam bestond uit het verhogen van toren A met drie extra bouwlagen. Rondom toren B wordt een meerlaagse nieuwbouw gerealiseerd, bovenop een nieuw gebouwde drielaagse parkeergarage. Hiervoor was een ontgravingsdiepte tot NAP-6,25m nodig. De buitenafmetingen van de bouwkuip waren grofweg 90 x 90m. Behalve de bestaande torens waren de volgende belendingen aanwezig rondom de kuip; het WTC (oostzijde), het Atrium (westzijde), de rijweg en tramsporen over de Strawinskylaan (noordzijde). In figuur 1 is de bouwkuip weergegeven. Royal HaskoningDHV heeft voor dit project de constructieve engineering van de herontwikkeling verzorgd. In samenwerking met Voorbij Funderingstechniek hebben zij onder andere de fundering en permanente damwandconstructie uitgewerkt: van haalbaarheidsstudie tot definitief ontwerp. Vanaf de start zijn de risico’s van de werkzaamheden op de omgeving onderkend en meegenomen tijdens het doorlopen van de verschillende ontwerpfases. Belangrijke aandachtspunten waren onder andere: de overall stabiliteit van de bouw-

kuip en de vervorming binnen het stempelraam in combinatie met de stabiliteit van toren A en B. J.P. van Eesteren heeft het definitieve ontwerp en uitvoeringsontwerp van het stempelraam door Voorbij Funderingstechniek laten uitvoeren, zodat er een goede aansluiting met de uitvoering van de bouwkuip werd gerealiseerd. Als startpunt voor het definitieve ontwerp van het stempelraam zijn in het bouwkuipontwerp duidelijke uitgangspunten vastgelegd. Om tot een zo passend mogelijk ontwerp te komen zijn er 9 secties beschouwd. De berekende stempelkrachten varieerden tussen de 230 kN/m en 667 kN/m. Dit is een aanzienlijk verschil dat werd veroorzaakt door onder andere: - Verschillen in maaiveldhoogte: maaiveld Strawinskylaan (noordzijde) ligt op NAP + 3,4m en de zuidzijde op NAP + 0,9m. De kerende hoogte was respectievelijk 9,65m en 7,15m. - Actieve gronddruk werd beperkt door de parkeerkelder van het Atrium (westzijde). - Verschillende maaiveldbelastingen per sectie. - Variatie van de grondopbouw. Vanwege de asymmetrische beslasting tussen Noord en Zuid en de aanwezigheid van de tramporen door de Strawinksylaan, is ervoor gekozen om langs deze zijde naast het stempelraam een tweelaagse verankering aan te brengen. Voor de

Figuur 1 – Overzicht bouwkuip.

overige zijdes was het plaatsen van ankers geen optie vanwege dichte palenvelden en de bestaande kelders onder de belendingen. Zie in figuur 2 de algemene doorsnede van de bouwkuip en de doorsnede ter plaatse van de Strawinskylaan.

Analyse stempelkracht Ondanks dat de grote verschillen in stempelkrachten goed verklaarbaar zijn, was dit een aandachtspunt in het ontwerp. Er moest immers evenwicht zijn. Daarom is door RHDHV in het bouwkuipontwerp een vergelijk gemaakt voor diverse snedes om de verschillen in stempelkracht inzichtelijk te maken. Daarnaast is over de hele breedte van de kuip een Plaxis 2D berekening gemaakt. Hiermee is de interactie over de lengte en breedte van de kuip, inclusief de bestaande toren en de belendingen aan weerszijde, beschouwd. Met deze analyse is het effect van windbelasting op de bestaande toren ook doorgerekend, wat resulteerde in een toeslag op de stempelkrachten. In het Plaxis model is de bestaande betonconstructie met zijn funderingspalen gemodelleerd, waarbij de windbelasting wordt overgedragen op het grondmassief tussen de palen. Afhankelijk van de (wind)richting ontstaan er hogere gronddrukken op het damwand, waardoor de stempelkracht toeneemt. Uit de analyse bleek dat deze toename 11 tot 36%

Figuur 2 – Doorsnedes bouwkuip.

GEOTECHNIEK

12

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G voornamelijk door de volgende punten: - Complexe geometrie. - Toren B bevond zich ín de bouwkuip, terwijl toren A direct naast de bouwkuip stond. - Belendingen: WTC, het Atrium, tramsporen over de Strawinskylaan. - Geen symmetrie rondom de bouwkuip met betrekking tot gronddrukken. - Strikte vervormingseisen, met als gevolg het voorspannen van het gehele stempelraam. - Stempelkrachten zijn gefaseerd afgelaten. - Weinig werkruimte.

Voorbij Funderingstechniek heeft in opdracht van TBI onderneming J.P. van Eesteren gewerkt aan de stempelraamconstructie ten behoeve van de herontwikkeling van de kantoortorens ‘de Tweeling’ (nu 2Amsterdam), aan de Zuidas in Amsterdam. Provast is namens Commerz Real de projectontwikkelaar. Onderdeel van dit project was de realisatie van een drielaagse parkeergarage tussen (en rondom) de twee bestaande torens. De volgende partijen zijn tevens betrokken geweest bij dit onderdeel van het project: Royal HaskoningDHV, B.V. ingenieursbureau MUC en Civiele technieken deBoer BV. De parkeergarage is gerealiseerd binnen een bouwkuip. Ter stabilisatie van de bouwkuip is gekozen voor een stempelraam met aan één zijde groutankers. De bouwkuip en stempelraamconstructie (zie figuur 1) kenmerkte zich

bedroeg. Wanneer er al gerekend werd met een initiële stempelkracht, door bijvoorbeeld voorspanning, dan bleef toename beperkt tot 8 á 23%. Niet alleen rondom de bouwkuip waren er vervormingsgevoelige objecten aanwezig, in de kuip stond immers ook toren B, waarvan de funderingspalen maar een beperkte vervorming mochten ondergaan. Om de vervormingen van de damwand zo veel mogelijk te beperken, is in het bouwkuipontwerp een voorspanbelasting meegenomen. Deze is ontworpen op 50 kN/m en lokaal op 100 kN/m. Hiermee is de eerste vervorming uit het stempelraam zelf gehaald en werd ook de grond achter de damwand opgespannen. Voor het aanbrengen van de voorspanning waren vijzelvoorzieningen noodzakelijk. Deze voorzieningen waren zo getroffen dat er op ieder moment vijzels ingezet konden worden.

Figuur 3 – Berekende vervorming stempelraam. Indien uit de monitoring van de bouwkuip bleek dat de berekende vervorming van de damwanden rondom de bestaande torens te veel afweek, kon er extra worden gevijzeld. Voor het (extra) vijzelen was ook extra capaciteit nodig in het stempelraam. Met andere woorden: er moest met een hogere fictieve stempelkracht gerekend worden. De toeslag op de stempelkrachten als gevolg van de extra vijzelkracht was afhankelijk van de initiële stempelkracht en bedroeg 15 tot 47%. Samen met de verhoogde stempelkracht uit de windanalyse werd er voor sommige secties een toeslag van 81% gehanteerd. De rekenbelasting voor het stempelraam werd zo 825 kN/m voor de zwaarst belaste doorsnede. De minst belaste doorsnede was bijna de helft lager, namelijk 416 kN/m. In het ontwerp van het stempelframe moest rekening gehouden worden met deze grote verschillen in belasting en stijfheid. Ten behoeve van het stempelraammodel werden de horizontale veerwaarden van de damwand (op stempelniveau) opgegeven. Deze varieerde tussen 30.000 kN/m/m en 40.000 kN/m/m.

Ontwerp stempelraam Voor het uitvoeringsontwerp van het stempelraam is Voorbij Funderingstechniek de samenwerking

aangegaan met B.V. Ingenieursbureau MUC. Het ontwerp van het stempelraam bestond uit een gording rondom (buitenring rond de bouwput, alsmede binnenring rondom toren B) met stempels en schoren. Er is gekozen voor een stempelniveau op NAP -1,3m, met uitzondering van de zijde direct naast het Atrium. Hier is afgeweken naar een stempelniveau op NAP -1,8m. Voor de gordingprofielen is er gekozen voor een dubbel H-profiel. Deze profielen variëren tussen 2xHEB1000 en 2x HEB700. In de hoek ter plaatse van het Atrium was zelfs een 4-laags HEM1000 benodigd. Op deze positie vervulde de gording een stempelfunctie waar bovendien ook nog eens diverse schoorbuizen op aansloten. Voor de stempels was een grote variatie nodig en daarbij behorende buisdiameters. Deze verliepen van buizen van Ø711mm met wanddikte 9,5mm tot diameters van Ø1520mm met wanddiktes tot 18mm. Met overspanningen tot bijna 40m, wogen de zwaarste stempelbuizen circa 30 ton. Met deze lengtes en gewichten in combinatie met een bouwplaats met zeer beperkte ruimte, is er in de ont-

GEOTECHNIEK

13

NOVEMBER 2019

werpfase voor gekozen deze stempels uit twee delen te fabriceren.

Interactie tussen damwand en stempelraam Ten gevolge van de asymmetrie van de bouwkuip werden er aan de zijde van de Strawinskylaan naast het stempelraam op NAP-1,3m op twee niveaus ankers toegepast, respectievelijk op NAP+1,8m en NAP-2,8m. Ondanks dat deze damwandselectie nu maar liefst drie steunpunten had, was hier wel de nodige inspanning nodig. Dit was om de berekende vervorming uit het bouwkuipontwerp overeen te laten komen met de vervorming van het stempelraam met ankers. De aanvankelijk gewenste geometrie met haakse stempels naar de overzijde bleek geen uitvoerbaar ontwerp. Vanuit het bouwkuipontwerp bedroeg de berekende vervorming ter hoogte van het stempelraam ongeveer 25mm. In de berekening van het stempelraam werd lokaal aan de zijde van de Strawinskylaan een vervorming berekend van 45mm, wat nogal afweek (zie afbeelding 3). De stijfheid van de stempels bleek lager te zijn dan aangehouden in het damwandontwerp.


Figuur 4 – Principedetails ankerstoelen.

Na analyse van deze verschillen moest de oplossing gezocht worden in de interactie tussen de berekening van de damwand en de berekening van het stempelraam. In beide berekeningen werden namelijk vereenvoudigde aannames gedaan. Zo werd er in de berekening van de damwanden geen rekening gehouden met de complexe geometrie van het stempelraam. Bepaalde aansluitingen van schoren bleken namelijk niet de veronderstelde veerstijfheid te halen. De staaldoorsnede en lengte van de stempelprofielen werden wel meegenomen, maar de hoek tussen de gording en stempelbuis vaak niet. De veronderstelde veerstijfheid viel daarmee lager uit. Een schoor die onder 45 graden aansluit, reageert minder stijf dan een haakse aansluiting. Tevens werd de vervorming van de gording tussen de aansluitende schoren lokaal onvoldoende meegenomen. De buigstijfheid van de balkprofielen bepalen de vervorming van de balk, die significant toeneemt bij serieuze overspanningen. De netto vervorming van de gording tussen aansluitende schoren bedroeg hierdoor meer dan bij de aansluitingen zelf. Als constructeur zou je in je schematisatie kunnen kiezen om een gemiddelde vervorming aan te houden. Verder werd het effect van de aanwezige ankerrijen niet meegenomen in de berekening van het stempelraam. Met name voor deze sectie was het van belang de interactie van de bouwkuip met de ankers en het stempelraam integraal te beschouwen. De berekende vervorming van het stempelraam kon namelijk niet optreden, gezien de groutankers dan dezelfde vervorming zouden moeten ondergaan. Om de lagere stijfheid van het stempelraam

integraal te kunnen beschouwen, zijn variaties gemaakt op de damwandberekening, waarbij de stijfheid van het stempelraam met lagere waardes is gecontroleerd. Dit varieerde van 30.000 kN/m/m tot slechts 5.000 kN/m/m. Hieruit werd geconcludeerd dat in het uiterste geval de stempelkracht reduceerde naar slechts 30% van de initiële stempelkracht, maar dat de vervorming met +/- 30mm zou toenemen. De waarheid ligt ergens in het midden en kan enkel door meerdere iteratieslagen bepaald worden. Na analyse is ervoor gekozen om de stempelkracht uit het bouwkuipontwerp te handhaven en dit als bovengrens aan te houden. Voor de groutankers is tevens uitgegaan van een extra toeslag in ankerkracht, wat ook weer als bovengrens gesteld kon worden. Bovendien toonde dit voldoende aan dat de berekende vervorming die gevonden werd in de berekening van het stempelraam, nooit zou kunnen optreden in de praktijk. Op de damwanden zijn inclinobuizen aangebracht, om gedurende de uitvoering de vervorming van de damwanden te kunnen monitoren.Voorafgaand aan de uitvoering zijn signalerings- en overschrijdingswaarden vastgesteld.

Groutankers Voor de tijdelijke groutankers is er uiteindelijk gerekend met een axiale rekenbelasting van 196 kN/m (bovenste ankerniveau) en 405 kN/m (onderste ankerniveau). Hiervoor zijn zelfborende ankers toegepast met types 53/26 mm tot 85/48 mm (binnen/buiten diameter) met lengtes variërend van 26,5 tot 32m. De ankers op het bovenste ankerniveau zijn hart op hart 2,8m en op het onderste niveau 3,5m uit elkaar geplaatst. Hiervoor is er een spreidingsgording van HEB600 en HEB700 gebruikt. Omdat de onderste ankerrij onder de grondwaterstand aangebracht moest worden, is er hier voor het ankerdetail voor een zogenaamde ‘vlaggenmast’ gekozen. Hiervoor moest de gording volledig op trek worden verbonden met de damwand. Daartoe zijn in alle damwandkassen strips aangebracht. Voor de bovenste ankerrij is gekozen voor een traditionele ankerstoel met knieplaten. Zie figuur 4.

Detaillering stempelraam Een van de belangrijkste details van het stempelraam waren de kruisende stempelbuizen welke tussen toren B en de zuidzijde zijn geplaatst en de stempelbuizen van toren A naar de oostzijde. Dit waren de stempelbuizen met de grootste diameter, namelijk Ø1520mm en tevens de langste. De maximaal berekende drukbelasting per stempelbuis was bepaald op 5300 kN. Vanuit de uitvoering bestond tevens de wens om deze details te prefabriceren in onze eigen lashal, waar wij conform NEN 1090 tot EXC 3 produceren. Hiervoor is een detail ontworpen waarbij er in de doorgaande stempelbuis twee delen HEB1000 zijn ingesneden.

GEOTECHNIEK

14

NOVEMBER 2019

Het detail is zodanig ontworpen dat alles prefab op de bouw aangeleverd kon worden. Zo zijn er extra verstevigingsschotjes en kopplaten aangebracht, zodat de buizen ertussen geprefabriceerd aangebracht konden worden. De langste stempelbuizen zijn in twee delen aangebracht. Hiervoor is een koppeling berekend bestaande uit kopplaten, welke aan elkaar gebout werden met 13 bouten M30.

Vijzelwerk Een bijzonder onderdeel van het stempelraam betrof het benodigde vijzelwerk. Naast het aanbrengen van een initiële stempelkracht (voorspanbelasting), diende er voor dit project ook (indien nodig) tussentijds gevijzeld te kunnen worden. Na het aanbrengen van de -3 keldervloer werd de stempelkracht deels afgelaten. Dit werd gedaan om de uiteindelijke trekbelasting op de -3 vloer te reduceren (waterdichte keldervloer). De initiële stempelkracht (vijzelkracht) was beperkt, namelijk 50 kN/m en 100 kN/m. Bij een hart op hart afstand van de stempelbuizen van 5m, kwam dit op +/- 500 ton uit. Echter, door de complexe geometrie van het stempelraam zou dit betekenen dat iedere stempel een vijzelvoorziening zou moeten krijgen. Bovendien werden er vanwege de complexe geometrie veel verschillende hoeken voor de schoren toegepast en bestond er veel variatie in de hart op hart afstand. Ook de fasering voor het aanbrengen van de vijzelkracht zou enorm complex worden. Daarom heeft Voorbij Funderingstechniek in samenwerking met Civiele technieken deBoer gezocht naar een alternatieve vijzelmethode, welke ook geschikt zou zijn voor het eventueel tussentijds vijzelen en het aflaten van de stempelkracht. Als alternatieve methode is ervoor gekozen om de vijzelvoorzieningen niet bij de stempels aan te brengen maar tussen de gording en de damwand in. Op deze wijze werd tevens een uniform verdeelde belasting maximaal gerealiseerd. Bij het voorspannen van alleen de stempels werden voornamelijk lokaal grote belastingen aangebracht. De uitdaging lag hem in het correct aanbrengen van de vijzelvoorziening in de beperkte ruimte van de kassen van de damwand. Bovendien betekende dit dat er veel vijzels gelijktijdig toegepast moesten worden. Om dit nog enigszins te beperken, is ervoor gekozen om het vijzelen in 4 fasen uit te voeren. Dit was echter een stuk minder fasen dan wanneer er gekozen zou zijn om ter plaatse van de stempels te vijzelen. In dit laatste geval was er een complexe fasering nodig waarbij de stempels één voor één op voorspankracht werden gebracht en gefixeerd zouden moeten worden. Als vijzelvoorziening is er een overbruggingsplaat geconstrueerd, zodat de damwandsloten niet beschadigd zouden raken. Bovendien werd de belasting zo goed afgedragen naar de stijve delen


van het damwandprofiel. Om te zorgen dat de vijzelkracht over de twee H-profielen van de gording werd gespreid, is er een verdeelplaat toegepast. Er waren plaatdiktes van 50mm en 60mm benodigd, zie figuur 5. Randvoorwaarde voor het vijzelen op deze manier was dat de ruimte tussen gording en damwand werd uitgevuld door middel van een grout uitvulling. Enerzijds werd de uitvulling aangebracht vóór het vijzelen, anderzijds werd de uitvulling aangebracht tijdens het vijzelen om zo de voorspankracht te borgen. Doordat er in iedere damwandkas een vijzel aangebracht kon worden, werd de kracht per vijzel beperkt. Tijdens het aanbrengen van de voorspanbelasting bedroeg deze maximaal 140 kN per damwandkas. Om de uiteindelijke trekbelasting in de -3 keldervloer te reduceren, heeft RHDHV samen met J.P. van Eesteren voorgesteld om in een tussenfase de stempelkracht beheerst te laten reduceren en de damwand iets te laten vervormen. Door de eerder gekozen vijzelmethode kon dit eenvoudig worden gerealiseerd. Door opnieuw te vijzelen tussen de gording en damwand, zou het mogelijk worden om eerder aangebrachte grout uitvulling te verwijderen. Daarna kon de vijzelkracht worden afgelaten tot de gewenste waarde en kon er een

Figuur 5 – Principedetails vijzels.

Figuur 6 – Kruisende stempelbuizen vanuit de lucht.

GEOTECHNIEK

15

NOVEMBER 2019


nieuwe grout uitvulling aangebracht worden. Om ruimte te creëren tussen damwand en gording moest de dan aanwezige stempelkracht worden ‘overwonnen’. Hiervoor is gekeken naar de representatief berekende stempelkracht. Voor de maatgevende doorsnede was dat 509 kN/m. Om dit te kunnen overtreffen en voldoende overcapaciteit te hebben, is ervoor gekozen om in deze fase 100 tons vijzels toe te passen (in íedere damwandkas). Tijdens deze fase diende er gemonitord te worden wat de vervorming van de damwand was, wat de aanwezige stempelkracht was en wat de resterende stempelkracht bedroeg. Hiervoor is een protocol door Civiele technieken deBoer en Voorbij Funderingstechniek opgesteld, met randvoorwaarden afkomstig van RHDHV.

Kwaliteitsborging laswerk Het aanbrengen van de gestapelde 4-laags HEM1000 was bijzonder om te doen. Het is gangbaar om 2-laags gordingen aan te brengen, 4-laags zorgde voor wat uitdaging. Vooral bijzonder was de overspanning, die moest worden overbrugd zonder consoles ertussen. Dit betekende dat de balken deels niet ondersteund lagen en door het eigen gewicht gingen doorbuigen. Door hier een samengesteld profiel van te maken, kon dit worden beperkt.

Uiteraard was het aanbrengen van het kruis wel het meest uitdagende onderdeel van dit werk. zie figuur 6 (J.P. mail toestemming) . Het was noodzakelijk om de grond exact op één hoogte te brengen, zodat een schottenplateau tijdelijk ondersteuning gaf aan de geprefabriceerde onderdelen. Dit ‘bouwpakket’ was in onze lashal dusdanig voorbereid dat dit op het werk alleen nog hoefde te worden gemonteerd. Eerst was het belangrijk het middenkruis exact te positioneren en aansluitend de grote stempelbuizen ertussen te hijsen. Sommige stempelbuizen wogen 18 ton, dus hierdoor werd het manoeuvreren een hele uitdaging. De stempelbuizen werden aan één zijde op de gording gemonteerd en de andere zijde door middel van een boutverbinding aan het kruis worden verbonden. De uitvoering hiervan kostte zo’n drie dagen maar alles paste precies zoals bedacht. Kwaliteitsborging laswerk

zakelijk. De LMB is een beschrijving van de wijze waarop de las gemaakt dient te worden door de lasser, ook wel het recept voor de las genoemd. Hierin staat bijvoorbeeld het type lasdraad benoemd, materiaaldikte, de snelheid, voorbewerking, benodigde voltage etc. Alle factoren die effect hebben op de kwaliteit van de las. Een LMB is specifiek opgesteld voor een bepaald type project of object. Voorbij Funderingstechniek heeft deze generiek opgesteld voor alle voorkomende laswerkzaamheden aan stempelramen. Met een lasmethodekwalificatie (LMK) kan er aangetoond worden dat de in de LMK beschreven lasmethode conform de norm uitgevoerd mag worden en is een proefstuk door een onafhankelijke deskundige zowel destructief als nietdestructief beproefd. De lashal van Voorbij Funderingstechniek is gecertificeerd conform de EN 1090 tot een uitvoeringsklasse 3.

Bij al het staalwerk, maar zeker met deze complexiteit is een goede kwaliteitsborging noodzakelijk. Zoveel mogelijk onderdelen van het stempelraam zijn geprefabriceerd in de lashal van Voorbij Funderingstechniek.

Wij zijn als Voorbij Funderingstechniek trots op het project en het eindresultaat in de vorm van het ontwerpen en plaatsen van een complex stempelraam op project 2Amsterdam. Wij zijn meer dan tevreden over de samenwerking tussen de verschillende partijen, waarbij alle specialiteiten tijdig bij elkaar kwamen en elkaar op alle fronten hebben versterkt. 쎲

Voor het borgen van de kwaliteit van de laswerkzaamheden zijn o.a. een lasmethodebeschrijving (LMB) en een lasmethodekwalificatie (LMK) nood-

VEELZIJDIGE PARTNER IN DRAAGVERMOGEN Voorbij Funderingstechniek is gespecialiseerd in het uitvoeren van alle voorkomende funderingswerkzaamheden. Een combinatie van creativiteit en praktische kennis zorgt ervoor dat wij een geschikte partner zijn voor de meest uiteenlopende funderingsprojecten. Wij denken graag mee over ontwerp, alternatieve oplossingen en complexe funderingsvraagstukken.

GEOTECHNIEK

16

NOVEMBER 2019


Excel in creating sustainable solutions for a better world

BESIX Nederland is als multidisciplinair bouwbedrijf ruim 25 jaar aanwezig op de Nederlandse markt en heeft succesvol deelgenomen aan tal van innovatieve en toonaangevende projecten die het Nederlandse landschap mee vormgeven.   BESIX Nederland heeft mee gebouwd aan projecten zoals de 2de Coentunnel, Renovatie van de Velsertunnel, Lammermarkt- en Garenmarktgarages, de Hogeschool Utrecht, Traverse in Dieren, de Prinses Beatrixsluis, Neeltje Jans Radartoren, Theemswegtracé in de haven van Rotterdam, de A6 in Almere, de Maastoren, de Montevideo toren en nog zo veel meer.   Wij bieden een unieke integrale aanpak o.a. dankzij ons eigen ingenieursbureau met ruim 180 experten in domeinen zoals geotechniek, structuren, uitvoeringsmethodes, digitalisering, betontechnologie, …. Dankzij deze know-how kunnen we snel inspelen op de dynamiek in de markt en de noden van onze klanten. Lammermarktgarage

Trondheim 22 - 24 Barendrecht

www.besix.nl

+31 (0)180 64 19 90 nederland@besix.com

/company/besix-nederland/

GEOTECHNIEK

17

NOVEMBER 2019


Een stabiele basis begint bij Jetmix Met ruim 10 jaar ervaring is Jetmix de specialist van Nederland op het gebied van grout(injectie) ankers, -ankerpalen en grondverdringende schroefpalen! Ontdek onze dienstverlening op: www.jetmix.nl

Oudsas 11, Werkendam T. 0183 505666 E. inffo@jetmix.nl o@jetm o

Van experimenteel onderzoek naar toepassing in de praktijk Deltares is een onafhankelijk toegepast kennisinstituut op het gebied van water, bodem en infrastructuur. Wereldwijd werken we aan slimme technologische innovaties en duurzame oplossingen voor maatschappelijke uitdagingen.

Wij werken aan geotechniek in • • •

www.deltares.nl www.deltare

GEOTECHNIEK

18

NOVEMBER 2019


JAARGANG 23 NUMMER 4 NOVEMBER 2019

n h i c ek e t ONAFHANKELIJK VOOR O NAF HA NKE LIJK VAKBLAD V A K BL A D V OO R HET GEOTECHNISCHE WERKVELD GE O TE CHNISCHE W ERK V ELD

CHASSÉ THEATER - BREDA

THE FUTURE OF GEO-ENGINEERING 5 NOVEMBER 2019


ir Thomas Vergote DEME PhD kandidaat National University of Singapore (NUS)

AUTOMATISCHE VERWERKING VAN GROTE HOEVEELHEDEN MONITORING DATA EN PARAMETER FITTING VOOR GRONDVERBETERINGSWERKEN MET POSTGIS EN PYTHON SCRIPTS Inleiding De recente ontwikkeling in sensoren, de toenemende ordegrootte van (landwinnings)projecten en het steeds groeiend belang gehecht aan monitoring leidt tot een explosie aan geotechnische data. De bestaande systemen voor opslaan en verwerking van alle informatie is vaak onvoldoende om met die grote hoeveelheid om te gaan. Tegelijkertijd is er een enorme ontwikkeling in data science, waarvan vele toepassingen ook gratis onder open source licenties beschikbaar zijn. Door gebruik te maken van deze weelde van mogelijkheden, binnen een geotechnisch kader en gecombineerd met de nodige expertise, kan de data efficiënt beheerd worden, kunnen de vele en herhaalde kwaliteitscontroles geautomatiseerd worden en kunnen geotechnische projecten tegelijkertijd ook verder geoptimaliseerd worden. Dit alles is dankzij de huidige beschikbare open source software tevens relatief eenvoudig beschikbaar voor iedereen. Ten gevolge van de schaarsheid van ‘goede’ grond voor landwinningen op vele locaties wereldwijd wordt ook meer en meer gebruik gemaakt van minder geschikte materialen (slib, klei, gronden met hoog gehalte aan silt-en kleifractie). Dergelijke landwinningen hebben veel meer nood aan uitgebreide nazorg, grondverbeteringen en grondonderzoek. Voor een grote landwinning in Singapore werd een nieuw data-framework opgezet voor het geintegreerd gebruik van grondonderzoek, monitoring en ondersteunende operationele data.

Geospationele database en python workflow voor geotechnische data Om een database op te zetten voor heterogene geotechische data met mogelijkheid tot robuuste dataverwerking moet aan een aantal voorwaarden voldaan worden. Het grote merendeel van de geotechnische data is plaatsgebonden. Een geospationele database werd daarom opgezet voor het verzamelen van alle data. Om de data ten volle te gebruiken is het ook belangrijk dat de data niet enkel in pdf of ‘raw format’ opgeslagen wordt, gelinkt aan een bepaalde positie, maar dat alle data gestructureerd wordt in een relationele database. Ten slotte is het belangrijk dat de database een betrouwbare link heeft met scripts (zoals in Python) voor verdere verwerking. Gezien de ongeziene vooruitgang in open source software is het bijgevolg ook mogelijk om het volledige framework uit te bouwen met open source componenten. PostgreSQL (www.postgresql.org) is een krachtige en populaire open source relationale database met een sterk ontwikkelde GIS extensie voor geospationele data (https://postgis.net/). Deze database voldoet aan all hierboven opgesomde voorwaarden en is bovendien gratis te gebruiken met een behulpzame gebruikersgemeenschap. De database kan op verschillende manieren behandeld worden en heeft een breed spectrum aan API’s (Application Programming Interface) om met andere programma’s informatie uit te wisselen. De samenwerking tussen de database (PostGIS) en de dataverwerking (Python) is geschetst in figuur 1.

Dankzij de relationele database kan de data efficient gestructureerd worden in gelinkte tabellen waardoor er gefiltered kan worden in meerdere dimensies. Veel geotechnische data is namelijk niet alleen gelinkt aan een bepaalde locatie, maar ook aan diepte (denk aan sonderingen, monsters uit boringen of piëzometers) en varieert soms ook over de tijd (bijvoorbeeld bij piëzometers). Bovendien heeft deze data vaak een brede waaier aan metadata: ieder piezometer datapunt is gelinkt aan een sensor, met een installatiedatum, project, methode, sensortype, diepte etc. Om hiermee om te gaan, kan de meeste data gestructureerd worden in twee gelinkte tabellen: POINT en DATA. De POINT tabel bevat de metadata, zoals voor een sondering bijvoorbeeld de locatie (lokaal en globaal als GIS object), de testdatum, het conustype, het project, etc. De DATA tabel bevat dan alle data gegenereerd door de test zelf: een data-punt per diepte, met de conusweerstand, de locale wrijving, het wrijvingsgetal, de poriewaterspanning enzovoort. Ieder datapunt in de DATA tabel is gelinkt aan de POINT tabel via een ForeignKey, wat toe laat om op eenvoudige wijze voor iedere test van de POINT tabel alle testgegevens op te vragen. Dezelfde structuur kan dan gebruikt worden voor piëzometers of extensometers, in dit geval voor datapunten in de diepte en de tijd. De tabellen voor sonderingen zijn weergegeven in figuur 3. Voor boringen en bijhorende laboresultaten is een diepere structuur met meerdere gelinkte tabellen opgezet (zie figuur 4). Om uitwisseling van geotechnische data te verzekeren is de structuur opgezet in lijn met het AGS4 formaat. AGS4 files kunnen zo, dankzij een python script, automatisch geïmporteerd worden in de database. Dankzij de relationele mogelijkheden van SQL kan erg complexe, gelinkte data op eenvoudige manier met elkaar verbonden worden en dankzij ORM (object-relational mapping) is de structuur intuitief op te stellen en flexibel aan te passen. Dit gaat niet enkel om geotechnische data maar even goed om operationele data of topografische data.

Toepassing: zettingsmonitoring en -voorspelling bij landwinning Een grote landwinning in Singapore lag aan de basis voor het ontwikkelen van de beschreven database en bijhorende dataverwerking. Om de

Figuur 1 – PostGIS - Python workflow voor geotechnische data.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

20

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G Landwinning gebeurt meer en meer met ‘niet-geschikte’ gronden (slib, klei, gronden met hoog gehalte aan silt-en kleifractie) waarvoor uitgebreide grondverbeteringswerken nodig zijn. Die grondverbeteringswerken gaan gepaard met grondonderzoek campagnes, alsook constructiefeedback en monitoring. Voor een project in Singapore werd een systeem opgezet dat de kracht van Python scripts combineert met een GIS database en ORM (Object-relational Mapping) om de verzamelde overvloed aan data efficiënt te gebruiken. Het open source PostGIS-Python framework laat in de eerste plaats toe om de verzamelde data efficiënt te visualiseren op verschillende manieren.

toepassingen van de werkomgeving te illustreren wordt de grondverbetering met voorbelasting en verticale drains gebruikt. Om de eindniveaus van de landwinning goed te controleren is het belangrijk om de zettingen in detail in kaart te brengen en de finale zettingen te voorspellen. METEN VAN ZET TINGEN: ZET TINGSBAKENS, EXTENSOMETERS EN DRONE SURVEYS

De zettingen tijdens de landwinning en voorbelasten worden op verschillende manieren opgemeten. In de eerste plaats zijn er zettingsbakens die de zettingen van het grondoppervlak direct opmeten. Daarnaast worden extensometers gebruikt om de zettingen over de diepte beter in kaart te brengen. Extensometers zijn ook minder gevoelig aan lokale verstoringen. Een groot aantal meetpunten werd geïnstalleerd en alle data werd automatisch opgenomen in de PostGIS database. Iedere methode heeft echter een aantal beperkingen. Zo moet alle fysieke instrumentatie worden beschermd en is het risico op schade nooit volledig uitgesloten, waardoor een meting soms wordt onderbroken. Omwille van die beperkingen werd een (Python) algoritme ontwikkeld om topografische surveys, uitgevoerd met drones, te gebruiken om er zettingen uit af te leiden. Het verschil in niveau over de tijd kan veel oorzaken hebben: afgravingen, plaatsing van voorbelasting, compactie van wegen of zettingen. Enkel in dit laatste geval is de meting relevant. Het ontwikkelde algoritme maakt het onderscheid op basis van het huidige niveau van de meting, de locatie en de ordegrootte van het verschil. Deze metingen worden opnieuw in de

De monitoring data wordt gebruikt om via conventionele technieken volledig automatisch de consolidatiegraad te berekenen, bijvoorbeeld via de Asaoka en Hyperbolische methode en de resultaten te exporteren naar rapporten op maat van het project. De werkelijke kracht van PostGIS zit hem echter in de geospatiale capaciteiten: locatiegebonden combinaties worden gemaakt van grondonderzoek, PVD (Prefabricated Vertical Drains) werken, extensometers, piëzometers, waterpeilmetingen, zettingsbakens en wekelijkse topografische data. Die data kan vervolgens gelinkt worden via een geavanceerde consolidatieberekening, met geautomatiseerd afleiden van de parameters.

PostGIS database opgenomen (meetpunten en interpretatie per locatie en tijdstip). De surveygebaseerde zettingen zijn vooral belangrijk (en het meest betrouwbaar) op het moment dat de landwinning net wordt geplaatst, met beperkte toegankelijkheid en vóór het installeren van alle andere instrumentatie. De metingen illustreren het belang van zettingen onder eigengewicht bij hergebruik van zachte kleigrond.

De zettingsmetingen op basis van drone, extensometers en zettingsbakens zijn vaak niet identiek omwille van de redenen hierboven en hebben bijgevolg een complementaire functie. Op basis van alle informatie wordt bijgevolg een gecombineerde gewogen zettingsmeting afgeleid. De gecombineerde zettingsmeting kan bijgevolg gebruikt worden om een zettingscontour op te zetten van het project, als is weergeven in figuur 5.

Figuur 2 – Voorbeeld van GPS logging data in de PostGIS database (pgadmin geometry viewer).

Figuur 3 – POINT en DATA tabellen voor sonderingsdata.

Figuur 4 – Extract van PostgreSQL tabellen voor boringen en samendrukkingsproeven.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

21

NOVEMBER 2019


BEPALEN VAN CONSOLIDATIEGRAAD: EXTRAPOLATIEMETHODES OP GROTE SCHAAL

Dankzij de gecombineerde data in de PostGIS database is het eenvoudig om voor ieder datapunt een aantal automatische analyses uit te voeren. De zettingsmetingen hebben onder andere een belangrijke rol in het afleiden van de consolidatiegraad. Hiervoor worden extrapolatiemethodes gebruikt zoals de Asaoka methode (Asaoka, 1978) of de hyperbolische methode (Tan, Inoue and Lee, 1991). Een voorbeeld voor de hyperbolische methode is weergeven in figuur 6, zoals geïmplementeerd in een Python algoritme. Dit laat toe om voor alle instrumentatie (wat voor dergelijke projecten zeer omvangrijk wordt) op wekelijkse basis en op automatische wijze met de laatste metingen de consolidatiegraad af te leiden en zo te bepalen wanneer de voorbelasting kan worden weggenomen. VOORSPELLEN VAN FINALE ZET TINGEN OP BASIS VAN SONDERINGEN

Het is erg belangrijk om niet alleen de zettingen te meten als kwaliteitscontrole, maar ook de zettingen te voorspellen. Vooral bij maximaal hergebruik van zachte kleiige grond is het namelijk kritisch om na grondverbetering niet al te hoog te eindigen met de kleigrond, maar ook niet te laag. Het voorspellen van zettingen in een landwinning met zachte grond is echter niet voor de hand liggend: de gebaggerde grond is vaak erg hetero-

geen en (gedeeltelijk) verstoord. De zettingen zijn dan ook niet alleen afhankelijk van de samendrukbaarheid van de grond, maar ook van de huidige spanningstoestand: een gedeelte van de grond is overgeconsolideerd en zal weinig zetting ondergaan, terwijl een andere gedeelte ondergeconsolideerd is en nog significant zal samendrukken onder eigengewicht.

geplaatste grond varieert erg sterk vóór grondverbetering, ondanks gelijklopende intrinsieke eigenschappen van die grond. Sonderingen zijn in staat om die variaties goed in beeld te brengen. Deze voorspelling kan dankzij het data-framework automatisch worden bijgewerkt naarmate meer sonderingen beschikbaar worden. TERUGREKENEN VAN ZET TINGEN OVER

Om de spanningstoestand in de grond in kaart te brengen werden sonderingen gebruikt: de grondlagen worden geïdentificeerd aan de hand van correlaties, alsook geprogrammeerde kennis van de lokale geologie. Zo kan een aannemelijke range van dieptes in achter worden genomen van iedere grondlaag op basis van het 3D grond model, met lokale onderscheiding op basis van Robertson’s soil behaviour type index. Deze grondlagen zijn enerzijds gerelateerd aan (intrinsieke) samendrukkingsparameters en anderzijds wordt voor iedere grondlaag een inschatting over de diepte gemaakt van de overconsolidatiegraad. Eens de spanningstoestand gekend is kunnen de zettingen met de samendrukkingswet van Terzaghi worden berekend, zie formule 1. Met het opgezette algoritme kan nu opnieuw voor ieder CPT punt de zetting worden voorspeld, wat leidt tot een contourplot zoals in figuur 7. Deze toont de significante ruimtelijke variatie van de zettingen: de sterkte van de gebaggerde en

Formule 1

Figuur 5 – Gemeten zettingen op basis van automatische combinatie van zettingsbakens, extensometers en drone surveys.

Figuur 6 – Voorbeeld van een zettingscurve geinterpreteerd met de hyperbolische methode.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

22

NOVEMBER 2019

DE TIJD EN BIJWERKEN VAN ZET TINGSVOORSPELLINGEN

Figuren 5 en 7 geven respectievelijk de gemeten en de voorspelde zettingen weer. De ruimtelijke variatie van de zettingen is duidelijk gelijklopend bij de metingen en voorspelling, al is de ordegrootte niet altijd identiek. Het is dan ook de moeite waard om een calibratieoefening uit te voeren en te achterhalen welke ontwerpparameters kunnen verbeterd worden. De totale zakking op ieder punt is het product van gecumuleerde vervormingen over de diepte. Gegeven de ruimtelijke variatie van de grond in drie dimensies is het nuttig om de de vervormingen te evalueren over de diepte aan de hand van extensometers. Bovendien is de tijdsdimensie ook belangrijk omwille van twee redenen. In de eerste plaats is het belangrijk om de consolidatietijd te voorspellen en te calibreren om te verzekeren dat de grondverbetering efficiënt wordt aangepakt. Daarnaast biedt het gedrag over de tijd ook inzicht in de samendrukbaarheid van de grond en laat het


toe om niet alleen zettingsbakens, extensometers en drone survey data te combineren, maar ook waterspanningsmetingen. De metingen over de tijd en over de diepte voor een gegeven locatie laat bijvoorbeeld toe om een onderscheid te maken tussen de zakking onder eigengewicht in het begin van de landwinning tegenover de zakking veroorzaakt door opbouw van de voorbelasting en zwelling na ontlasting. Om het gedrag over de diepte en over de tijd te modelleren op basis van sonderingsinput is een geavanceerder numeriek model nodig. Bovendien is een interface nodig met de PostGIS database en met een krachtige programmataal zoals Python voor verdere analyse. Omwille van die reden werd een axisymmetrisch consolidatiemodel opgezet dat toelaat om dankzij de eindige verschillen methode voor iedere verticaal de consolidatie en zettingen te voorspellen. Het model laat toe om met meerdere lagen en grondsoorten te werken, met en zonder verticale drains, een variatie in de watertafel en een variatie in de bovenbelasting (belasting en ontlasting). Het model is geimplementeerd in Python en kan bijgevolg volledig worden geintegreerd in het PostGIS-Python framework. In deze toepassing steekt de kracht van GIS werkelijk de kop op: voor een gegeven locatie kan nu alle informatie automatisch worden verzameld en gelinkt: - de dichtstbijzijnde sondering ligt aan de basis voor de initiële spanningstoestand en het grondprofiel; - de dichtstbijzijnde topografische data wordt gebruikt voor het afleiden van de bovenbelasting over de tijd; - de diepte en installatiedatum van de dichtbijzijnde verticale drains bepalen de radiale randvoorwaarden; - het dichtstbijzijnde gemeten waterniveau over de tijd wordt meegenomen om de hydrostatische waterspanning correct te modelleren; - de dichtstbijzijnde gecombineerde zettingsmetingen (zettingsbakens, extensometers en drone survey interpretaties) worden met het modelresultaat vergeleken; - de dichtsbijzijnde waterspanningsmetingen (op verschillende dieptes) worden eveneens met het modelresultaat vergeleken. Figuur 8 geeft schematisch de verschillende componenten van de analyse weer, met indicatie van ofwel een PostGIS call, ofwel een in-house Python algortime. Zoals het schema suggereert begint alles vanuit de selectie van een sondering. Alle andere componenten worden daarna automatisch opgevraagd en met elkaar vergeleken. Hieruit volgt dan een visualisatie met de vergelijk van zettingsmetingen en voorspelde zettingen over de tijd. Uiteindelijk kan de meting en voorspelling ook met elkaar worden vergeleken en onstaat een

Figuur 7 – Voorspelde zettingen op ieder sonderingspunt.

Figuur 8 – Gecombineerde analyse van sonderingen, zettingsmetingen en voorspellingen.

feedbacklus waarbij parameters (automatisch) worden bijgewerkt zoals verder besproken. De voorspelde en werkelijke zettingen en waterspanningsmetingen zijn weergegeven in figuren 9 en 10. De waterspanning reageert duidelijk op de voorbelastingsstappen en de voorspelling is vrij goed voor de meeste grondlagen, voornamelijk dan de diepere lagen. De initiële zetting onder eigengewicht komt qua ordegrootte ook goed overeen. Het zettingsverloop over de tijd is echter minder goed gemodelleerd. Voornamelijk de laag tussen -2.2mCD en +0.8mCD veroorzaakte meer zettingen dan gemodelleerd. Om de modellering verder te verbeteren is het mogelijk om een aantal parameters aan te passen, zoals de overconsolidatiegraad, OCR, de samendrukbaarheidsindex en de consolidatiecoëfficiënten. Dit kan uiteraard manueel gebeuren, maar dit is erg arbeidsintensief en op grote schaal is een geautomatiseerde fitting wenselijk. Om dit te bereiken wordt gebruik gemaakt van numerieke optimalisatiealgoritmes die vaak gebruikt worden voor machine learning en waarvoor krachtige open source pakketten beschikbaar zijn voor Python, (Newville et al., 2014). Deze algoritmes gaan op zoek naar een minimum van een multidimensionale foutenfunctie. Het is dus de bedoeling om een objectieve functie op te stellen die de globale afwijking van het model ten opzichte van alle metingen vertegenwoordigt, op basis van een set

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

23

NOVEMBER 2019

samendrukbaarheids- en consolidatieparameters over de diepte. De functie die hiervoor werd opgesteld is een gewogen som van eindige verschillen van zowel de waterspanning als de zettingen, met de modeloplossing en de vector van meetresultaten:

De functie g(x) wordt dan geminimaliseerd door het aanpassen van de parametervector (met parameters Cc, Cv en OCR over de diepte). Binnen de grond-mechanische limieten van het consolidatiemodel wordt dus machine learning toegepast om de werkelijkheid zo goed als mogelijk te modelleren met de beschikbare data. Hier zijn tal van variaties op mogelijk. Figuren 11 en 12 geven de model-resultaten weer na aanpassen van de parameters. Zo werd de stijfheid en consolidatiesnelheid van de tweede laag verlaagd en van de daaropvolgende laag verhoogd om de fout g(x), vergelijking (2), te minimaliseren. Het model slaagt er in na automatische parameterfitting de poriewater-metingen te interpreteren en de variabele stijfheid en consolidatiesnelheid in kaart te brengen. Het model geeft ook onmiddellijk de consolidatiegraad van de grond over de diepte en de tijd. De optimalisatie maakt op basis van een objectieve globale fout de afweging tussen de fout van zettingen en poriewaterspanningen, en correcte modellering in het begin tegenover het einde van de metingen, o.a. gecontroleerd door de


Figuur 9 – Gesimuleerde en gemeten zettingen.

Figuur 10 – Gesimuleerde en gemeten waterspanningsmetingen.

Figuur 11 – Geoptimaliseerde modellering van het zettingsverloop

Figuur 12 – Geoptimaliseerde modellering van het waterspanningsverloop

met automatische aangepaste parameters.

met automatische aangepaste parameters.

gewichten a[u] en a[S]. De optimalisatie illustreert bijvoorbeeld dat de consolidatie-coëfficiënt niet constant blijkt te zijn maar eerder toeneemt bij verdere belasting voor deze grond. Om hier mee om te gaan zou een complexer model toegepast kunnen worden. Dankzij de integratie van de database, het consolidatiemodel en de numerieke optimalisatie in het zelfde framework kan de parameterfitting eenvoudig herhaald voor meerdere locaties of bijvoorbeeld herhaald worden op wekelijkse basis met bijgestelde voorspellingen per locatie.

Conclusies Dankzij digitalisering en de opkomst van meer en betere meettoestellen worden ingenieurs meer en meer overstelpt met grote hoeveelheden data. Anderzijds is er tegenwoordig ook zoveel rekenkracht beschikbaar dat het niet alleen mogelijk is om veelvuldig simulaties uit te voeren, maar ook iteraties op die simulaties uit te voeren. Een geïntegreerd GIS datamanagement systeem voor geotechnische data in de ruime zin van het woord, met niet alleen grondonderzoek, maar ook instrumentatiemetingen, topografische metingen en operationele feedback, laat toe om de beschikbare data optimaal te benutten en automatisch analyses

uit te voeren. Dankzij de interactie van een PostGIS database systeem en een krachtige programeertaal zoals Python is het ook mogelijk om die data direct te vergelijken met simulaties en optimalisatietechnieken uit te voeren. In dit artikel werd een voorbeeld uitgewerkt voor het voorspellen en interpreteren van zettingsmetingen van een grote landwinning. Hiervoor werden een zestal types metingen samengebracht, goed voor ongeveer 4000 datapunten per locatie, automatisch gefilterd op basis van de sondeerlocatie. Dankzij Python algorithmes en Pythongebaseerd consolidatiemodel kan deze informatie gebruikt worden om het zettingsgedrag te voorspellen op basis van sonderingen en nadien automatisch te optimaliseren naarmate metingen beschikbaar komen. De volledige ontwikkeling van de framework dat hier werd uitgewerkt is gebaseerd op open-source software en maakt aldus geen gebruik van vaak gesloten commerciële pakketten met beperkte functionaliteit.

Referenties - Asaoka, A. (1978) ‘Observational procedure of settlement prediction’, Soils and Foundations, 18(4), pp. 87–100.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

24

NOVEMBER 2019

- Byrd, R. H. et al. (1995) ‘A Limited Memory Algorithm for Bound Constrained Optimization’, SIAM Journal on Scientific Computing. Society for Industrial and Applied Mathematics, 16(5), pp. 1190– 1208. doi: 10.1137/0916069. - Lasdon, L. et al. (2010) ‘Adaptive memory programming for constrained global optimization’, Computers & Operations Research. Pergamon, 37(8), pp. 1500–1509. doi: 10.1016/j.cor.2009. 11.006. - Mayne, P. W. (1986) ‘CPT Indexing of In Situ OCR in Clays’, in Clemence, S. P. (ed.) Proceedings of ASCE conference on use of in-site tests in geotechnical engineering. Blacksburg, Va. - Newville, M. et al. (2014) ‘LMFIT: Non-Linear Least-Square Minimization and Curve-Fitting for Python’. doi: 10.5281/ZENODO.11813. - Nocedal, J. and Wright, S. J. (2006) Numerical Optimization. Second Edi. Springer. Available at: www.xn--vjq503akpco3w.top/literature/Nocedal_Wright_Numerical_optimization_v2.pdf (Accessed: 6 February 2018). - Tan, T. T.-S., Inoue, T. and Lee, S.-L. (1991) ‘Hyperbolic Method for Consolidation Analysis’, Journal of Geotechnical Engineering, 117(11), pp. 1723–1737. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9410 (1991)117:11(1723). 쎲


Onze kracht benutten

Keller Funderingstechnieken B.V. Europalaan 16 · Postbus 757 2400 AT Alphen aan de Rijn Nederland Telefoon +31 17 24 71-798 r.looij@kellergrundbau.com

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

25

NOVEMBER 2019

Voor uw funderings-en grondwater opgaven creëren wij efficiënte oplossingen. Complexe geotechnische vraagstukken worden door Keller Funderingstechnieken vertaald in een solide basis voor uw projecten. Uw vragen beantwoorden wij, met genoegen ! www.keller-funderingstechnieken.nl


Richard de Jager Alliantie Markermeerdijken, Boskalis

Joost v/d Meer Alliantie Markermeerdijken, Witteveen en Bos

Anne Bäcker Alliantie Markermeerdijken, Arthe Civil&Structure

Remco den Hertog Alliantie Markermeerdijken, Boskalis

PROEFTERPEN OP DE MARKERMEERDIJKEN: VAN THEORIE NAAR ONTWERP EN UITVOERING Inleiding De Markermeerdijken tussen Durgerdam en Hoorn zijn afgekeurd tijdens de tweede toetsronde in 2006. De stabiliteit en de hoogte van de dijken bleken niet te voldoen aan de wettelijke normen. Het versterken van de dijken volgens de vigerende leidraden zou leiden tot lange stabiliteitsbermen. De versterkingsopgave leek disproportioneel zwaar te worden. De sterkte die werd toegekend aan het veen onder de dijken kwam ter discussie te staan. Naar aanleiding hiervan is het onderzoeksprogramma Dijken op Veen geïnitieerd. De eerste fase van het onderzoek bestond uit een aantal bezwijkproeven in het veld [1], waaruit geconcludeerd werd dat de sterkte van het veen onderschat werd. De sterkte van veen wordt gemobiliseerd bij grote schuifvervorming, terwijl de vigerende leidraden voorschreven dat de sterkte bij een beperkte vervorming bepaald wordt. Daarnaast werd geconcludeerd dat de sterkte van veen gemeten en beschreven kan worden met methoden die voor klei gangbaar zijn. De tweede fase van het onderzoeksproject [2] had als doel om de onderzoeksresultaten toepasbaar te maken voor de dijkversterking van de Markermeerdijken. De onzekerheid in sterkte-eigenschappen van de ondergrond kan gereduceerd worden door de sterkte lokaal te meten. Het resultaat is de werkwijze Dijken op Veen (DoV).

De drie pijlers onder de werkwijze DoV zijn (1) de definitie van sterkte, (2) de lokale bepaling van sterkte in de ondergrond en (3) het verloop van sterkte met de verticale effectieve spanning. De ongedraineerde sterkte op de Critical State definieert de maatgevende sterkte van het veen. De sterkte van het veen is volledig gemobiliseerd op de Critical State. Een consistente definitie van de (rekafhankelijke) sterkte langs het glijvlak vereist dan dat de sterkte van de andere grondlagen ook op de Critical State gedefinieerd wordt. Het rekenen met de ongedraineerde schuifsterkte sluit beter aan op het verwachte, ongedraineerde spanningspad dan het rekenen met de schuifsterkteparameters c’ en Ț’ dat nu toe gangbaar was bij dijkversterkingen. Het WTI2017 hanteert dezelfde definities in het zogenaamde Critical State Soil Mechanics (CSSM) model. Deze benaming is niet geheel juist, omdat Critical State Soil Mechanics [3] hooguit een raamwerk of type model definieert. Hét CSSM-model bestaat niet. De ongedraineerde schuifsterkte van de ondergrond wordt per locatie bepaald door veldonderzoek uit te voeren. Op elke 100 meter langs de Markermeerdijken zijn vier sonderingen en een handboring genomen. In de meeste gevallen zijn bolsonderingen uitgevoerd in het voor- en achterland, en klasse 1-sonderingen in de kruin en

Figuur 1 – Typisch resultaat van bolsondering op de Markermeerdijken.

de berm. Tijdens de ontwikkelfase van het project zijn zes ijkvelden ingericht om de correlatie tussen de conusweerstand en de ongedraineerde schuifsterkte te kalibreren [4]. De spreiding in de resulterende kalibratiefactor is met de ruimtelijke variabiliteit een maat voor de onzekerheid in de lokaal, in-situ gemeten schuifsterkte. Het verloop van de ongedraineerde schuifsterkte met de verticale, effectieve spanning hangt af van de grensspanning en een aantal parameters die per grondlaag constant zijn:

[eq. 1] Hierin is de maatgevende, ongedraineerde schuifsterkte su [kPa] een functie van de initiële, verticale effectieve spanning Ȝ ’v0 [kPa], de ongedraineerde schuifsterkte ratio bij normaalgeconsolideerd gedrag S [-], de overconsolidatieratio OCR [-] (of grensspanning Ȝ ’vg [kPa]) en een factor 0.5>m>1.0 [-]. Deze relatie [eq. 1] wordt gebruikt om vanuit de bestaande, gemeten sterkte te extrapoleren voor de maatgevende situatie of het versterkingsontwerp. De afhankelijkheid van de grensspanning impliceert dat de belastingsgeschiedenis van de grond is meegenomen in het sterkteverloop. Wroth [5] heeft [eq. 1] theoretisch afgeleid vanuit een Critical State raamwerk. De theoretische afleiding laat zien dat

Figuur 2 – Opbouw van de proefterp bij Etersheim.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

26

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G De aanleg van drie proefterpen is het sluitstuk van het ontwerp van de versterking van de Markermeerdijken. Veldproeven hebben de ontwikkeling van het sterkteconcept ‘Dijken op Veen’ geïnitieerd. De Alliantie Markermeerdijken heeft het concept geïmplementeerd en verder verfijnd tijdens de ontwerpfasen. De verificatie van het versterkingsontwerp door proefterpen maakt de cirkel rond. Het artikel behandelt de achtergrond en opzet van de proefterpen op de Markermeerdijken. De proefterpen faciliteren de stap van

ontwerp naar uitvoering, waarbij gefaseerde ophogingen op slappe grond in beperkte tijd gerealiseerd moeten worden. De monitoring tijdens de aanleg van de proefterpen levert ijkpunten voor de sterkteontwikkeling en vervormingen in de ondergrond. Een beheerste ophoging schept vertrouwen in het ontwerp en de uitvoeringsmethode, zowel binnen de eigen organisatie als naar de omgeving.

Figuur 3 – Opzet van proefterp bij De Weel. de relatie afhankelijk is van het gekozen spanningspad, of het type laboratoriumtest. Dé ongedraineerde schuifsterkte bestaat niet. De SHANSEP methode [6,7] heeft [eq.1] voor het eerst empirisch vastgesteld, maar dan op basis van pieksterkten en een vastgesteld testprotocol. De term SHANSEP past daardoor niet bij de methodieken die voor Dijken op Veen en het WTI2017 ontwikkeld zijn. De werkwijze DoV heeft de basis gelegd voor de dijkversterking Markermeerdijken. De Alliantie Markermeerdijken heeft de werkwijze praktisch toepasbaar en uitvoerbaar gemaakt. Dit artikel zal eerst beknopt ingaan op de praktische implicaties van de werkwijze DoV op de Markermeerdijken. Vervolgens zullen we de opzet van de proefterpen bespreken. De proefterpen verbinden de werkwijze DoV, het ontwerp van de Markermeerdijken en de uitvoering van de dijkversterking. De proefterpen zijn daarmee het sluitstuk in de implementatie van Dijken op Veen bij de Markermeerdijken.

Dijken op veen op de Markermeerdijken De implementatie van de werkwijze DoV op de Markermeerdijken is een iteratief proces geweest, waarin de uitgangspunten, werkwijze, software en de ontwerpoplossingen geoptimaliseerd zijn. Ironisch genoeg bleek al snel dat niet het veen, maar de klei onder het veen maatgevend was voor de stabiliteit van de waterkering. De grondlaag klei van Calais is voorbelast door het lichte veen, terwijl het ontbreekt aan de structuur die in het veen aanwezig is. Figuur 1 illustreert het sterkteverloop met een bolsondering. De organische laag tussen 1.6 en -4.0 m NAP heeft een aanzienlijk hogere conusweerstand dan de onderliggende kleilaag.

Het onderzoeksproject DoV was gericht op het veen, en in veel mindere mate op de klei. De Alliantie Markermeerdijken heeft aanvullende tests laten uitvoeren op klei. In het algemeen geldt dat de kwaliteit van het grondonderzoek en de interpretatie van testresultaten bepalend zijn voor de uitkomst van de werkwijze DoV. Het bepalen van de Critical State vergt kennis over laboratoriumtests en grondgedrag. Het is per monster verschillend bij welke schuifvervorming de Critical State bereikt wordt. De onzekerheid in laboratoriumtests neemt toe met toenemende vervorming door beperkingen aan de apparatuur en nietuniforme vervorming van het monster. We zullen in een aparte publicatie hier dieper op in gaan. De werkwijze DoV is door de vele stappen in het ontwerpproces foutengevoelig en bewerkelijk. Iedere spanningsverandering in het dwarsprofiel heeft invloed op de sterkteontwikkeling in de ondergrond. De belastingsgeschiedenis (grensspanning) heeft invloed op de sterkteontwikkeling en moet dus gevolgd worden. De Eindige Elementenmethode leent zich bij uitstek voor een dergelijke, gefaseerde berekening. In de conventionele software voor glijvlakberekeningen moet de belastingsgeschiedenis vooralsnog op een andere manier geadministreerd worden. De Alliantie Markermeerdijken heeft hier software voor ontwikkeld. Een belangrijk doel van de software was het minimaliseren van de foutengevoeligheid door automatisering en het faciliteren van de kwaliteitscontrole. Een tweede voorbeeld dat we hier noemen is het bepalen van het maatgevende dwarsprofiel. In theorie kunnen er vier verschillende maatgevende dwarsprofielen voor een sectie zijn, namelijk voor de bestaande situatie

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

27

NOVEMBER 2019

(0-variant), het ontwerp, de uitvoeringsstabiliteit en zettingen. Een binnenwaarts stabiliteitstekort kan worden opgelost door een buitenwaartse asverschuiving met tijdelijke voorbelasting om de ondergrond te versterken. De dikte van het veenpakket bepaalt de maatgevende zetting, terwijl de klei onder het veen de stabiliteit bepaalt. Ook hiervoor biedt software uitkomst als het gaat om foutengevoeligheid en kwaliteitscontrole. De introductie van de werkwijze DoV heeft op de Markermeerdijken tot een andere kijk op het ontwerpen geleid. Lage, lange stabiliteitsbermen zijn minder efficiënt, omdat de sterkte in de ondergrond pas significant toeneemt boven de grensspanning. De belastingsgeschiedenis wordt meegenomen in de sterkteontwikkeling van de ondergrond, zodat met tijdelijke ophogingen gewerkt kan worden. De Alliantie Markermeerdijken heeft hier gebruik van gemaakt door waar mogelijk met tijdelijke voorbelastingen te werken. Op deze manier kan het huidige dijkprofiel zoveel mogelijk behouden blijven in de eindsituatie, terwijl er naast de dijk een grondverbetering resteert na het verwijderen van de voorbelasting. Het effect van tijdelijke voorbelastingen is het grootst bij hoge ophogingen op een slappe ondergrond met een lage grensspanning. Deze ophogingen zijn ook het moeilijkst te realiseren. De uitvoeringsstabiliteit wordt een bepalende factor binnen het ontwerp van de dijkversterking.

Proefterpen De Alliantie Markermeerdijken heeft drie proefterpen langs het traject van de dijkversterking opgebouwd. De proefterpen simuleren tijdelijke voorbelastingen op de onbelaste ondergrond


naast de dijk (figuur 2). Om praktische redenen is gekozen voor proefterpen aan de binnenzijde (achterland) van de dijk. De keuze voor het achterland of voorland heeft geen invloed op de doelstelling van de proefterpen. Op het moment van schrijven is de proefterp bij Broeckgouw op hoogte en staat op het punt om weer afgegraven te worden. De proefterp bij De Weel komt binnen enkele weken op hoogte. De proefterp bij Etersheim is later opgestart en wordt op het moment nog opgehoogd. We hebben de proefterpen op dezelfde manier opgebouwd als de voorbelastingen die voor de dijkversterking zijn voorzien. Figuur 3 toont de proefterp bij De Weel. Op het maaiveld wordt een geogrid aangebracht om de stabiliteit tijdens de eerste ophoogslagen te waarborgen. Na het aanbrengen van een werkvloer wordt verticale drainage aangebracht (h.o.h. 1.5 meter) om het consolidatieproces te versnellen. Vervolgens wordt de terp in lagen van een meter opgebouwd bij een talud van 1v:3h, totdat een niveau van vijf meter boven het maaiveld is bereikt. De breedte van de kruin meet ten minste 20 meter. Net als bij de dijkversterking wordt de stabiliteit beheerst door de ophoogsnelheid aan te passen aan waterspanningsmetingen. Er zijn waterspanningsmeters geplaatst op verschillende lokaties en diepten. Zakbaken geplaatst in de kruin, het talud en de teen van de proefterp monitoren de zettingen. De horizontale vervormingen worden gemeten door inclinometers, die in het talud, de teen en op verschillende afstanden tot de teen geplaatst zijn. Het hoofddoel van de proefterpen is de veldverificatie van de sterkteontwikkeling in de ondergrond. Een enorme meetcampagne met o.a. ongeveer 2700 sonderingen heeft de sterkte van de ondergrond onder de Markermeerdijken voor de dijkversterking in kaart gebracht. Een soortgelijke campagne na de dijkversterking komt te laat om de werkzaamheden bij te kunnen sturen. Daarom is gekozen voor een ‘proof-of-concept’ in combinatie met een beperkt aantal controlesonderingen. Figuur 4 illustreert het pad van de ongedraineerde schuifsterkte onder de proefterpen volgens vergelijking [eq. 1]. Voor de opbouw wordt de ongedraineerde schuifsterkte vastgesteld met sonderingen. Vervolgens zal deze toenemen tijdens de opbouw van de proefterpen. Onder de initiële grensspanning Ȝ ’v0 is de toename beperkt, erboven bepaalt de parameter S de toename. Na het ontlasten vanaf de nieuwe grensspanning resteert een sterktetoename. Op drie karakteristieke punten in Figuur 4 zullen klasse 1-sonderingen genomen worden: voor de opbouw van de proefterpen, als de proefterpen op hoogte zijn en het consolidatieproces (bijna) voltooid is, en na het afgraven als de ondergrond weer ontlast is. De sonderingen na het ophogen verifiëren de sterktetoename bij een belasting boven de

Figuur 4 – Ontwikkeling ongedraineerde schuifsterkte su als functie van verticale effectieve spanning ’v0.

grensspanning (OCR=1, eq. 1). De sonderingen na het ontgraven meten de sterkte die overblijft na het ontlasten van de ondergrond (OCR>1, eq. 1). De bouw van de proefterpen is het eerste stukje werk voor de dijkversterking van de Markermeerdijken. Het geeft ons de gelegenheid om het uitvoeringsontwerp te toetsen en de processen tijdens uitvoering af te stemmen. Een stabiele opbouw van de proefterpen schept vertrouwen in de gekozen ontwerpuitgangspunten. Dit geldt zowel voor de eigen (uitvoerings)organisatie als de omgeving. Een van de kritiekpunten op de dijkversterking is het risico op beïnvloeding tijdens ophoging op de onbelaste ondergrond naast de dijk. De proefterpen geeft de Alliantie Markermeerdijken de mogelijkheid om te laten zien dat de ophogingen stabiel en de vervormingen in de ondergrond beperkt blijven, mits er op een beheerste manier gewerkt wordt. We gebruiken de proefterpen om een aantal ontwerpaspecten te evalueren die vooraf lastig in te schatten zijn. Een voorbeeld is de horizontale vervorming naast ophogingen. De metingen met de inclinometers geven ons de mogelijkheid om predicties van beïnvloeding te evalueren en waar mogelijk aan te scherpen. Een tweede voorbeeld is de instantane aanpassing van wateroverspanningen na het aanbrengen van een belasting. De ervaring in de praktijk leert dat deze waarde vaak veel hoger ligt dan vooraf verondersteld wordt (zie bijvoorbeeld Figuur 4.4 [8]). De instantane aanpassing van wateroverspanningen is belangrijk voor de eerste ophoogslag, omdat de sterkte volgens vergelijking [eq. 1] sterk afneemt bij lage spanningen (zie Figuur 4). Meer in het algemeen kunnen we stellen dat de metingen van wateroverspanningen en zettingen meer zekerheid bieden over de nauwkeurigheid van de voorspellingen die gedaan zijn voor het ontwerp van de dijkversterking. Met de proefterpen zetten we de laatste stap van de werkwijze Dijken op Veen naar de versterking van de Markermeerdijken. We onderkennen dat er met de werkwijze DoV een grote stap voor-

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

28

NOVEMBER 2019

waarts is gezet in het ontwerpen en bouwen op de slappe ondergrond in Nederland. Echter, de implementatie van de werkwijze in de praktijk is bepalend voor het succes van de nieuwe rekenmethodiek. De ervaring op de Markermeerdijken heeft geleerd dat dit stapsgewijs gaat, waarbij soms een stap terug noodzakelijk bleek. De laatste fase is de uitvoering van de dijkversterking die door middel van monitoring zal worden beheerst. De proefterpen scheppen vertrouwen in de ontwerpmethodiek voor de praktijk en slaan daarmee een brug naar de uitvoering. Kijk voor meer informatie en video’s over de proefterpen op www.markermeerdijken.nl.

Referenties [1] Zwanenburg, C., De bepaling van sterkteeigenschappen van veen, Geotechniek, Juli 2013. [2] Zwanenburg, C., Dijken op Veen II: DoV werkwijze voor bepaling macrostabiliteit Markermeerdijk, Deltares rapportnummer 1208254-032GEO-001, 2014. [3] Roscoe, K.H., Schofield, A.N., Wroth, C.P., On the yielding of soils, Géotechnique, Vol. 8, pp. 22-53. [4] De Bruijn, H.T.J., Visschedijk, M.A.T., Van den Ham, G.A., Dijk op Veen II: eindrapport heterogeniteit, Deltares rapportnummer 1208254-019GEO-0001, 2014. [5] Wroth, C.P., The interpretation of in situ soil tests, Géotechnique, Vol. 34, Nr. 4, 449-489, 1984. [6] Ladd, C.L., Foott, R., New design procedure for stability of soft clays, Journal of the geotechnical engineering division, Vol. 100, Nr. 7, pp. 763786, 1974. [7] Ladd, C.L., DeGroot, D.J., Recommended practice for soft ground site characterization: Arthur Casagrande Lecture, Proceedings 12th Panamerican Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, June 2003. [8] Leroueil, S., Magnan, J.-P., Tavenas, F (1990)., “Embankments on soft clays”, English Edition, Ellis Horwood Ltd, Great Brittain. 쎲


RPS beschikt over een goed functionerend en volledig ingericht geotechnisch laboratorium. Geotechnisch laboratorium onderzoek wordt onder andere uitgevoerd in het kader van de volgende toepassingen in projecten; x diepe en ondiepe funderingen op land en zee x pijpleidingen en andere ondergrondse infra x dammen, dijken en andere kunstwerken zoals bruggen, viaducten en kadeconstructies x helling stabiliteit x zettingen

Meer weten?

rps.nl

Your success d results. That’s our innovative solutions. Customised to your requirements, our tried and tested products provide the basis for any earthworks or ground engineering project. Discover the world of geosynthetics. Discover HUESKER.

Your Y our o P Project Project in Safe Safe Hands

www.HUESKER.nl | E-mail: info@HUESKER.nl | P Phone: +31 (0) 88 594 00 50

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

29

NOVEMBER 2019


Tom Laumen Specialist Geotechniek bij BAM Infraconsult B.V.

PARAMETRISCH ONTWERPEN & AUTOMATISERING GELUIDSWALLEN ‘KNOOPPUNT HOEVELAKEN’ Introductie Voor het project ‘Knooppunt Hoevelaken’ wordt er bijna 15 km geluidswal aangelegd. Deze geluidswal is steil opgebouwd met behulp van gewapende grond. Door de gecentreerde belasting van de geluidswal en een (mogelijke) tijdelijke ontgraving voor de aanleg van kabels en leidingen naast de geluidswal, moet de geluidswal gefundeerd wor-

den op een funderingsstrook. De meest economische manier van funderen is om de geluidswal te funderen op staal. Rond het knooppunt Hoevelaken is dit mogelijk door de aanwezigheid van een draagkrachtige, zandige ondergrond.De dimensies van deze funderingsstrook zijn berekend met behulp van parametrisch model in de vorm van meerdere geautomatiseerde scripts.

Geluidswal De geluidswal is opgebouwd uit gewapende grond onder een hoek van 85o met de horizontaal. Dit type geluidswal wordt ook wel een A-vormige geluidswal genoemd. De geluidswal bestaat uit een combinatie van gebiedseigen grond en menggranulaat met een hoogte van tussen de 2,0 m en 6,5 m hoog. De funderingsstrook wordt gemaakt uit ongewapend, cementgebonden granulair materiaal. De minimale diepte van de funderingsstrook is 0,8 m. Dit is de maximale ontgravingsdiepte voor de aanleg van kabels en leidingen waarmee rekening gehouden moet worden. Initi-

Figuur 1 – Grafische representatie A-vormige geluidswal.

Een typische sondering ter plaatse van de geluidswal is weergegeven in figuur 2. De zandlaag waarop gefundeerd wordt heeft een dikte van maaiveld tot NAP-7 à -10 m , met lokaal dunne klei en/of veenlagen. Na een gevoeligheidsanalyse bleek de gedraineerde draagkracht maatgevend te zijn. Er is hierdoor uitgegaan van gedraineerd gedrag. De toets van de draagkracht is maatgevend in het ontwerp en dus voor de bepaling van de funderingsafmetingen

Noodzaak parametrisch model/ geautomatiseerde berekening De weggeometrie over het tracé van de geluidswal varieert significant door verschillen in hoogtes en breedtes van het weglichaam, sloten en/of de ontwerp tracé besluit grens (OTB-grens). Een fundering op staal is zeer gevoelig voor nabijgelegen taluds door het gedeeltelijk ontbreken van de passieve wig. Dit is weergegeven in figuur 3. Door het ontbreken van deze passieve wig moet conform de NEN9997-1 de draagkracht gereduceerd worden.

Figuur 3 – Reductie draagkracht door nabijgelegen talud.

Figuur 2 – Typische sondering ‘Knooppunt Hoevelaken’.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

eel uitgangspunt is dat de breedte van de funderingsstrook gelijk is aan de breedte van de geluidswal. Indien nodig, kan de breedte toenemen in de diepte. Dit is afhankelijk van diverse raakvlakken. Beide funderingsgeometrieën zijn weergegeven in figuur 1.

30

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G Op het project A1A28 Hoevelaken wordt circa 15 km aan geluidswal ontworpen. De geluidswal betreft een A-vormige gewapende grondconstructie, welke op staal gefundeerd is. Door de nabijheid en gevoeligheid van een talud, de grote variatie in weggeometrie en de omvang van de geluidswallen is het ontwerpproces geautomatiseerd. Hierbij is er een eerste stap gezet in de richting van parametrisch ontwerpen in civiele projecten. In combinatie met de BIMafdeling is er zowel een Python als Dynamo script ontwikkeld welke, met

tussenkomst van menselijke input en checks, volledig automatisch de fundering op staal kan ontwerpen. Dit biedt de mogelijkheid om zo optimaal mogelijk te ontwerpen doordat er zonder moeite drie funderingsvarianten uitgewerkt kunnen worden. Deze varianten worden automatisch gemodelleerd in het 3Dmodel en door middel van het 3D-model gecheckt met alle betrokken partijen (raakvlakken en uitvoering). Uiteindelijk wordt de optimale variant gekozen.

Naast de reductie is er, door een combinatie van raakvlakken, de fasering en de OTB-grens, geen ruimte voor een funderingsplaat breder dan de onderzijde van de geluidswal. Indien de draagkracht bij een minimale funderingsdiepte van 0,8 m niet voldoet, moet deze verkregen worden door de funderingsdiepte te vergroten. De draagkracht neemt relatief beperkt toe met een dieper funderingsniveau doordat ook de verticale belasting toeneemt ten gevolge van een diepere funderingsstrook en de excentriciteit van de horizontale belasting toeneemt. Hierdoor moeten er relatief veel iteraties gemaakt worden om de minimale funderingsafmetingen te bepalen. Ook zorgt een combinatie van de variabele geometrie en de grote invloed van het nabijgelegen talud ervoor dat er een zeer groot aantal berekeningen gemaakt moeten worden om optimaal te ontwerpen. Het aantal berekeningen neemt ook proportioneel toe met de lengte van de geluidswal, welke voor het project bijna 15 km lang is. Vanwege het grote aantal te maken berekeningen en repetities is er gekozen om de gedraineerde draagkracht geautomatiseerd te laten toetsen. Hiervoor is een script gemaakt dat per doorsnede met bijbehorende variablen itereert totdat een funderingsdiepte wordt gevonden met voldoende draagkracht. Op deze manier kan er snel en optimaal worden ontworpen op basis van de NEN 9997-1.

Algemene opzet en datastromen Het (geautomatiseerde) ontwerpproces bestaat uit diverse stappen die uiteindelijk tot doel hebben snel een optimaal ontwerp te maken. De geometrische input wordt verkregen uit het 3D model van de constructie. Na combinatie met de geotechnische input worden de geautomatiseerde berekeningen uitgevoerd. Het ontwerpproces gebeurt volgens het stroomschema zoals weergegeven in figuur 4. Bij de ontwikkeling van het parametrisch model/ het geautomatiseerde script is een van de belangrijkste stappen om de input en output van de verschillende onderdelen op elkaar af te stemmen. Deze input is per onderdeel opgesomd. De geometrische input uit het 3D model bestaat uit:

Figuur 4 – Grafische representatie hoek β uit de NEN9997-1.

- afstand tot talud; - hoogte talud; - breedte talud; - bestaand maaiveld; - toekomstig maaiveld; - hoogte scherm; - grondwaterstanden (GHG en GG). De geotechnische input bestaat uit: - sondering; - boring. Belastingen: - verticale ontwerp belasting; - horizontale windbelasting. De parametrische input bestaat uit: - type fundering (recht blok of trapezium); - γvulmateriaal ; - parameters aanvulgrond (maaiveld); - afstand berekeningsdoorsneden. De geometrische input wordt met behulp van een Dynamo graph uit het integrale 3D model gehaald. Deze dynamo graph is een soort script waarmee uit het 3D model geometrische data kan worden gehaald en de geluidswal geautomatiseerd kan worden gemodelleerd. Deze input wordt eerst gecontroleerd door de BIM-modelleur op eventuele afwijkingen/fouten. Met deze input wordt vervolgens geautomatiseerd de draagkracht berekend, conform de NEN9997-1. Gedurende deze geautomatiseerde berekeningen is er, waar aannames niet evident zijn, continu input nodig door de geotechnisch ingenieur met betrekking tot het

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

31

NOVEMBER 2019

maatgevende grondonderzoek en de interpretatie van het grondonderzoek. Het resultaat van deze berekeningen is een ‘controle bestand’ waarin alle belangrijke aannames en parameters voor de berekening worden opgeslagen. De berekeningsresultaten in het ‘controlebestand’ worden vervolgens door de geotechnisch ingenieur gecontroleerd op eventuele afwijkingen. Naast het checken van de controlebestanden worden er steekproefsgewijs ook controle sommen gemaakt met behulp van de fundering op staal module van D-Foundations. Met deze resultaten wordt er, met behulp van een in-house ontwikkelde Dynamo graph, het 3D model van de geluidswal automatiseerd aan-gepast. Het 3D model wordt hieropvolgend door de BIM modelleur handmatig nagelopen op eventuele afwijkingen.

Berekening draagkracht De draagkracht van de funderingsstrook wordt berekend conform de NEN9997-1. Hierin wordt de analytische formule van Brinch-Hanssen voorgeschreven. Volgens de theorie van Brinch-Hanssen is de maximale gedraineerde contactdruk gelijk aan:

De draagkracht per strekkende meter is dan gelijk aan σ’max;d * b’, waarbij b’ de effectieve breedte is. Voor de berekening wordt de effectieve breedte bepaald door de verhouding tussen de horizontale krachten, moment en verticale krachten. De horizontale krachten en momenten worden vertaald naar een excentriciteit van de verticale belasting.


Figuur 5 – Grafische representatie hoek β uit de NEN9997-1.

Deze excentriciteit bepaalt de effectieve funderingsbreedte b’ van de funderingsstrook. Vervolgens worden de N-factoren bepaald. Hiervoor moeten φ’d, γ’gem;d en c’d worden berekend over een onbekende invloedsdiepte. Door de afhankelijkheid tussen de invloedsdiepte en φ’k is er een iteratief algoritme nodig voor het bepalen van de sterkteparameters. Dit algortime berekent eerst een ‘best guess’ van de invloedsdiepte op basis van een φ’k van 30 graden en bepaalt hiermee een nieuwe φ’k met het gewogen gemiddelde over de invloedsdiepte. Deze afhankelijkheid convergeert naar de juiste φ’k, welke wordt bereikt bij een verwaarloosbaar verschil tussen de waardes van φ’k van twee opeenvolgende iteraties. Hiermee is de invloedsdiepte bepaald en kunnen ook γ’gem;d en c’d worden berekend met het gewogen gemiddelde over de invloedsdiepte. De vormfactoren ‘s’ worden berekend met het uitgangspunt dat de horizontale krachten (wind), loodrecht aangrijpt op de ‘constructie’. Dit geldt ook voor de hellingsfactoren van de belasting ‘i’. Als laatste en meest cruciale stap worden de maaiveldhellingsfactoren λ bepaald aan de hand van de aangeleverde geometrische data uit het 3D model. Dit wordt in de geautomatiseerd berekend met volgende stappen: 1. De berekende invloedsbreedte ae wordt vergeleken met de breedte van de berm bberm tussen de achterzijde van de geluidswal en de kruin van het talud. Indien bberm > ae zijn de λfactoren gelijk aan 1, m.a.w. geen draagkrachtreductie t.g.v. het talud. 2. De funderingsdiepte dfundering wordt vergeleken met de hoogte van het talud htalud. Indien dfundering > htalud wordt er conform de NEN9997-1 gerekend met λ-factoren = 1 en een lager maaiveld, gelijk aan het niveau van de teen van het talud.

Figuur 6 – Invloed geometrie op bodemopbouw onder grondwal.

3. De vorm van de helling wordt beschouwd. Indien dit een samengestelde helling is wordt de maatgevende helling binnen de invloedsbreedte van het bezwijkvlak gekozen. De maatgevende helling is de steilste helling. De λ-factoren worden berekend voor β1 en β2. Deze hoeken zijn weergegeven in figuur 5. Er wordt voor β1 gerekend met een grotere hoek, en dus ook grotere hellingsreductie, maar wel met een dekking vanaf het hoge maaiveld. Bij β2 wordt er gerekend met een maaiveld ter hoogte van de onderkant funderingsstrook, en dus geen dekking, maar wel een gunstigere hellingsreductie. Conform de NEN9997-1 mag de draagkracht behorend bij een van beide beta’s genomen worden als draagkracht Rd. Hiervoor wordt in het script de maximale waarde genomen. In de praktijk blijkt voor deze specifieke geometrische gevallen en grondslag, β1 altijd de meest gunstige draagkracht te geven. In verband met de mogelijke aanleg van kabels en leidingen direct naast de fundering, gedurende en/of na de bouw van de geluidswal, wordt er gerekend met een maaiveld 0,8 m lager dan het daadwerkelijke ontwerpniveau. Ook toetst het script, conform NEN9997-1, op pons. Indien er een laag binnen het invloedsgebied zit met een φ’k die minimaal 6 graden lager is dan de φ’k van een van de bovengelegen lagen, kan pons optreden. In de berekening wordt de contactdruk onder een hoek van 6 graden verplaatst tot op de bovenkant van de ‘slappe’ laag. Op dit fictieve funderingsniveau wordt opnieuw de draagkracht berekend. De grond tussen het fysieke funderingsniveau en het fictieve funderingsniveau wordt meegenomen als belasting, zonder partiële factoren. De additionele grond boven het fictieve funderingsniveau, naast het fictieve funderings-

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

32

NOVEMBER 2019

niveau wordt meegenomen als extra dekking. Ook dit gedeelte van de dekking wordt meegenomen zonder partiële factoren. Indien de hellingshoek β steiler is dan 1/2*φd moet er, conform NEN9997-1, ook een stabiliteitssom gemaakt worden. Dit wordt in weergegeven in het ‘controle bestand’. Hiermee is er makkelijk herleidbaar van welke doorsneden tevens de stabiliteit moet worden gecontroleerd.

Geometrische input De geometrische gegevens uit het 3D model zijn gebruikt om nabijgelegen taluds, aanvulling van grond van bestaand naar toekomstig maaiveld en uitvoeringsaspecten zo nauwkeurig mogelijk te betrekken in de berekening. Hierbij wordt er in de berekening gebruik gemaakt van het ingemeten maaiveld over het tracé en het ontwerpniveau. Op plekken waar het toekomstige maaiveld hoger komt te liggen dan het bestaande maaiveld is er een aanvulling nodig. Op sommige locatie is dit enkele centimeters, op andere plekken meters in verband met het dempen van sloten of grote ophogingen. Dit is grafisch weergegeven in figuur 6. De draagkracht berekening is een 1D berekening waarbij geen rekening gehouden kan worden met een wisselende bodemopbouw over de invloedsbreedte. Om de juiste meest conservatieve som te maken, moet een maatgevende grondopbouw worden gekozen. Deze maatgevende doorsnede is echter niet van te voren te bepalen door een zowel positieve, negatieve als onbekende invloed van de φ’k welke gedeeltelijk wordt bepaald door de dikte en sterkte eigenschappen van het aanvulmateriaal. Een hogere φ’k heeft een positieve invloed door hogere N-factoren Positieve invloed van hogere φ’k door hogere N-factoren; - Negatieve invloed door grotere invloedsbreedte


en dus mogelijke reductie helling; - Onbekende invloed door diepere invloedsdiepte (effect diepere grondlagen). Voor een lagere φ’k is het omgekeerde waar. Vanwege deze dubbele afhankelijkheid moeten alle mogelijke ‘scenario’s’, oftewel 1D grondprofielen, worden doorgerekend. Deze grondprofielen zijn in een voorbeeld weergegeven in figuur 6. Doordat het bestaand maaiveld bij elk van de drie 1D profielen anders is, zal ook de bodemopbouw bij anders zijn en dus ook de draagkracht. Het bestaand en toekomstig maaiveld wordt automatisch ingemeten aan de ‘voorkant’ en ‘achterkant’. Daarnaast kan de geotechnisch ingenieur een derde snede toevoegen indien, in een uitzonderlijke geval, de maximale of minimale aanvulling zich niet aan de voor- of achterkant bevindt. Hierdoor kan er met zekerheid worden gesteld dat het minst draagkrachtige 1D grondprofiel is getoetst.

Grondopbouw Bij conventionele berekeningen wordt de grondopbouw handmatig ingevoerd door de geotechnisch adviseur. Hierbij worden de geologische, geotechnische en civieltechnische randvoorwaarden gecombineerd met de impliciete kennis van de geotechnisch adviseur om tot een grondopbouw te komen. De tijd die de ingenieur nodig heeft om het grondonderzoek te interpreteren en de invoer te verzorgen is maatgevend voor de totale rekentijd. Om ook dit proces efficiënter te laten verlopen, zonder alle impliciete kennis van de geotechnisch adviseur te verliezen, is er een algoritme ontwikkeld dat de volgende stappen doorloopt: 1. Automatische interpretatie sonderingen in nabijheid van locatie berekening 2. Keuze maatgevende sondering o.b.v. afstand en sondering

Figuur 7 – Automatische selectie criteria.

a. Automatische (evidente) keuze door geautomatiseerde berekening b. Keuze geotechnisch adviseur 3. Handmatige aanpassingen grondopbouw door geotechnisch adviseur a. Toevoegen extra aanvulgrond b. Vergelijken dichtbijzijnde (hand)boring c. Handmatig aanpassen van automatische interpretatie sondering Voor stap 1 is de specifieke parametertabel van het project vertaald naar een algoritme dat de sondering interpreteert op basis van wrijvings-getal, conusweerstand en diepte. Deze interpretatie blijkt achteraf relatief nauwkeurige benadering te zijn van de interpretatie door de geotechnisch adviseur. In stap 2 wordt er, op basis van de afstand tussen de doorsnede die wordt berekend en de locatie van het grondonderzoek, door het algoritme bepaald of er één sondering evident de maatgevende sondering is (2a). Als dit niet het geval is, wordt de keuze voorgelegd aan de geotechnisch adviseur (2b). Ook wordt er in het algoritme onderscheid gemaakt tussen de sonderingen specifiek voor de geluidswal (conform de GCW2012 elke 50 m in de lijn van de geluidswal) en overige sonderingen. Hierbij hebben de sonderingen specifiek voor de geluidswal vanzelfsprekend de voorkeur. De evidente keuze (2a) wordt automatisch gemaakt indien de afstand tussen twee sonderingen groter is dan drie keer de afstand van de dichtstbijzijnde sondering tot de berekende doorsnede, nummer 1 in figuur 7. Een andere overduidelijke keuze is als de dichtstbijzijnde sondering de op één na dichtstbijzijnde sondering afdekt en er geen ander grondonderzoek in de buurt is, nummer 2 in figuur 7. Voor de laatste aanname is het wel van belang dat de sonderingen op één lijn liggen ten opzichte

van de doorsnedes. Deze aanname is dan ook enkel valide voor de sonderingen specifiek voor de geluidswallen. Als er geen evidente keuze gemaakt kan worden, krijgt de geotechnisch adviseur automatisch twee figuren met de locaties van de sonderingen en de doorsnede die wordt berekend én de sonderingen met een automatische interpretatie. Dit is weergegeven in figuur 8. Met de maatgevende sondering gekozen wordt de definitieve grondopbouw samengesteld door de geotechnisch ingenieur, stap 3. Hierbij wordt de automatisch geïnterpreteerde sondering gepresenteerd, een nabijgelegen boring (indien aanwezig) en de uiteindelijke definitieve grondopbouw met het aanvulmateriaal tussen bestaand en toekomstig maaiveld. Dit is weergegeven in figuur 9. Indien er een ondiepe boring in de buurt is, wordt deze getoond in het middelste venster. Als deze boring vervolgens meer betrouwbaar wordt geacht dan de interpretatie uit de sondering, kan de geotechnisch adviseur besluiten deze boring te gebruiken in de definitieve grondopbouw. Daarnaast kan de geotechnisch adviseur de automatisch geïnterpreteerde grondopbouw aanpassen door lagen aan te passen, laagscheidingen aan te passen of lagen te verwijderen. Dit resulteert in een grondopbouw, bestaande uit een combinatie van de: - aanvulling van bestaand maaiveld; - interpretatie van maatgevende dichtbijzijnde sondering; - eventueel nabijgelegen boringen. Alle hiervoor besproken deel-berekeningen en processtappen zijn door middel van algoritmen/ scripts met elkaar gekoppeld, zodat er een geautomatiseerde berekening ontstaat. Dit is zodanig opgezet dat het berekeningsproces zo efficiënt

Figuur 8 – Handmatige selectie maatgevend grondonderzoek o.b.v. locatie en dichtstbijzijnde sonderingen.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

33

NOVEMBER 2019


Figuur 9 – Selectie definitieve grondopbouw.

mogelijk verloopt. Hierbij is de grootste efficiëntie te halen in het iteratieve karakter van de draagkrachtberekening en de selectie van het grondonderzoek. De automatisering van de grondopbouwselectie is zodaning opgezet dat zolang de selectiecriteria evident zijn en eenzelfde sondering maatgevend is, de geotechnisch adviseur alleen de eerste keer het grondonderzoek semi-automatisch interpreteert en daarna geen input meer hoeft te leveren. Doordat de menselijke input voornamelijk bepaalt hoe lang de semi-geautomatiseerde berekening duurt, betekent dit een significante verkorting van de doorlooptijd van een berekening. De berekening van de draagkracht zelf is geautomatiseerd door middel van een ‘while loop’, een loop die itereert terwijl of voor zolang er niet wordt voldaan aan een bepaalde conditie, waarbij de voorwaarde is dat de unity check (UC) kleiner moet zijn dan 1. Een UC<1 betekent dat de draagkracht groter is dan de belasting. De dimensies van de funderingsstrook worden in deze loop automatisch aangepast. De UC is gebaseerd op de grondopbouw op de verschillende plekken onder de grondwal, zoals weergegeven in figuur 5, en voor zowel de draagkracht berekening als de ponscheck. De eerste berekening wordt gemaakt met een funderingsdiepte van 0,8 m onder maaiveld in verband met de ontgraving voor kabels en leidingen is dit de minimale diepte. Indien de UC>1 is, wordt, afhankelijk van wat voor type funderingsstrook wordt toegepast, de diepte en/of breedte van de fundering zo lang vergroot met stappen van 0,1 m totdat de UC<1. Hierbij zijn er meerdere positieve en negatieve afhankelijkheden waardoor dit iteratief proces benodigd is. Alle afhankelijk-

Figuur 10 – Iteratieve proces draagkracht berekening.

heden gedurende deze iteraties zijn weergegeven in figuur 10. De draagkracht berekening wordt automatisch uitgevoerd per doorsnede. De afstand tussen deze doorsneden is ook parametrisch over de lengte van de geluidswal. In dit project is deze afstand gelijk genomen aan 6,0 m, gelijk aan de lengte van de elementen van de geluidswal.

Optimalisaties Een van de optimalisaties binnen het project heeft betrekking op de fasering en grondstromen rond de verbreding van de weg. Beoogd wordt om wegafsluitingen en grondtransport binnen de projectgrenzen te minimaliseren. Bij en rond de aanleg van de geluidswallen vindt er veel grondtransport plaats en is de draagkracht afhankelijk van de aanwezige grond. In de geautomatiseerde berekening kan er parametrisch berekend worden wat voor invloed de grondparameters van het aanvulmateriaal hebben op de dimensies van de fundering. Ook kan er gekeken worden naar de diepte van de fundering en waar deze zich bevindt ten opzichte van het bestaande en toekomstige maaiveld. Dit kan nagegaan worden in het 3D model. Hiermee is er direct duidelijk wat de benodigde werkzaamheden zijn voor de aanleg van de funderingsstrook. Door de wisselende geometrie rond de weg betekent dit op sommige plekken een diepe ontgraving in het maaiveld, terwijl op andere locaties de bouw van de funderingsstrook kan worden gecombineerd met het aanbrengen van de aanvulling van bestaand naar toekomstig maaiveld. Dit heeft een significante invloed op de uitvoering en hierop kan al gedurende het ontwerp locatiespecifiek worden gestuurd.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

34

NOVEMBER 2019

Uitvoeringstechnisch zijn de stroken dieper dan 1,0 m ook een uitdaging op het gebied van sleufstabiliteit. Hierbij speelt de grondwaterstand een rol. Om de grondwaterstand mee te nemen in de beschouwing is de gemiddelde grondwaterstand (GG) gevisualiseerd in het 3D model. Door bovengenoemde aspecten, die van belang zijn voor werkvoorbereiding en uitvoering, te visualiseren en samen te ontwerpen kon er eenvoudig en locatiespecifiek een trade-off gemaakt worden tussen de verschillende types funderingsstroken, het benodigde aanvulmateriaal en de constructiemethode van de geluidswal. Ook konden er snel veel berekeningen uitgevoerd worden, waardoor er zeer efficiënt ontworpen kon worden.

Conclusie De voordelen van een parametrische- en geautomatiseerde ontwerpmethodiek zijn groot. Door het iteratieve karakter van de berekeningen kunnen er met de behulp van het parametrisch model en de geautomatiseerde berekening veel meer berekeningen gemaakt worden dan gebruikelijk, waardoor er veel kan worden geoptimaliseerd in materiaalgebruik. Daarnaast kan er met het parametrische model en de geautomatiseerde berekening zeer snel ontworpen worden. Dit geeft het ontwerp een grote wendbaarheid met betrekking tot ontwerpwijzigingen. Ook kan er met behulp van de combinatie van alle gegevens snel en met een relatief beperkte inspanning van de ontwerpende partij een brug geslagen worden naar de uitvoering. Hiermee kan in samenspraak met de uitvoering, in achtnemende tijds- en kostentechnische aspecten, het optimale ontwerp worden gekozen. 쎲


GEOTECHNICAL EXPERTS

PILE TESTING EXPERTS







  

 

    

  

YOUR PARTNER IN YOUR PARTNER IN PILE TESTING AND GEO-

      

GEOTECHNICAL EQUIPMENT

 

   

PILE TESTING AND GEOTECHNICAL ENGINEERING TECHNICAL ENGINEERING

DESIGN & CONSULTANCY INDEPENDENT EXPERT ASSESSMENT DESIGN & CONSULTANCY MONITORING INDEPENDENT EXPERT ASSESSMENT VIBRATORY DRIVING & IMPACT MONITORING DRIVING DRIVE-ABILITY VIBRATORY DRIVING &STUDIES IMPACT ONSHORE & OFFSHORE DRIVING DRIVE-ABILITY STUDIES ONSHORE & OFFSHORE

www.allnamics.eu

IN DE GROND GEVORMDE, TRILLINGSEN GELUIDSARME PALEN: DPA SCHROEFPALEN DPA-PLUS SCHROEFPALEN HEK SCHROEFPALEN HEK-COMBI SCHROEFPALEN BETONSCHROEFPALEN BUISSCHROEFPALEN

PREFAB BETONPALEN IN DE GROND GEVORMDE PALEN: VIBRO-PALEN TYPE HBF VIBRO-COMBIPALEN VIBRO-SD PALEN

PREFAB BETONBOUW: CONTACT: T. 0299409500 E. info@vroom.nl VROOM.NL

Vroom Funderingstechnieken is een allrounder in paalsystemen en prefab funderingsconstructies. Dankzij de brede expertise en jarenlange ervaring op funderingsgebied wordt Vroom vaak in een vroegtijdig stadium betrokken bij complexe en specialistische funderingswerkzaamheden. Bekijk onze projecten wereldwijd op www.vroom.nl.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

35

NOVEMBER 2019

FUNDERINGSBALKEN BERGINGSVLOEREN POEREN EN WANDEN KELDERS EN LIFTPUTTEN PORTIEKEN


Noël Huybrechts

Gust Van Lysebetten

Afdeling Geotechniek, Structuren en Beton Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf (WTCB)

DISTRIBUTED STRAIN/TEMPERATURE SENSING: RECENTE ERVARINGEN Inleiding De optische vezel technologie vindt de laatste jaren steeds meer ingang voor het opmeten van temperatuur en vervorming. Dit als alternatief voor klassieke meettechnologieën met bijv. thermokoppels en PT100-temperatuursensoren voor temperatuur en bijv. elektrische en ‘vibrating wire’ rekstroken voor het opmeten van vervorming. De wellicht meest toegankelijke en meest gekende optische vezel technologie is de ‘Fiber Bragg Grating’ (FBG) technologie, waarbij er typisch 20 à 30 sensoren op een en dezelfde optische vezel kabel worden aangebracht (‘multipoint sensing’). Het laboratorium Geotechniek en Monitoring van het Wetenschappelijk en Technisch Centrum voor het Bouwbedrijf (WTCB) deed de voorbije 10 jaar heel wat ervaring op met de integratie van FBG-sensoren in geotechnische elementen. Evoluties op het vlak van nauwkeurigheid en kostprijs hebben ertoe geleid dat ‘distributed sensing’ technieken, waarbij rek- en/of temperatuur over de volledige lengte van de sensorkabel wordt opgemeten, steeds interessanter worden voor geotechnische toepassingen. Sinds een aantal jaren is WTCB dan ook beginnen experimenteren

met ‘distributed sensing’. In deze bijdrage wordt eerst een kort overzicht gegeven van de belangrijkste optische vezel sensortechnologieën voor geotechnische toepassingen. Het onderscheid tussen ‘multipoint’ en ‘distributed’ technieken en enkele belangrijke begrippen worden geduid en er wordt dieper ingegaan op de glasvezel zelf en de verwerking ervan tot sensorkabel. Vervolgens worden met 2 gevalstudies de mogelijkheden van ‘distributed sensing’ aangetoond en vergeleken met de FBGtechnologie. In de conclusies wordt de aandacht gevestigd op een aantal uitdagingen. Ook worden er enkele algemene richtlijnen gegeven bij de keuze van de optische vezel technologie voor een bepaalde toepassing.

Optische vezel sensortechnologie MULTIPOINT VERSUS DISTRIBUTED SENSING

Een van de grote troeven van optische vezel als vervormings- en temperatuursensor is dat er meerdere sensoren op eenzelfde kabel kunnen worden aangebracht. In het geval van multipoint sensing is dit aantal beperkt tot 20 à 30 meetpunten op door de gebruiker vastgelegde locaties. De meest

Figuur 1 – Principe van (a) ‘multipoint’ en (b) ‘distributed’ optische vezel technologie (op basis van fibrisTerre Systems, 2015).

gebruikte multipoint sensing techniek is de FBGtechnologie. Hierbij worden de sensoren fabrieksmatig in de glasvezel aangebracht (zogenaamde ‘gratings’). De lengte van een grating is typisch ongeveer 10 mm lang. Elke grating reflecteert licht op een welbepaalde golflengte, die bovendien lineair varieert met de heersende rek en/of temperatuur (figuur 1a). Nadat de gratings op de vezel zijn aangebracht, kunnen deze niet meer van positie worden gewijzigd. Bij distributed sensing doet de hele optische vezel dienst als sensor (figuur 1b). Op deze manier kunnen bijv. hele grote afstanden afgedekt worden met een relatief lage sensorkost. Maar ook voor toepassingen op meer beperkte schaal hebben deze systemen hun nut, omwille van het erg gedetailleerde vervormings- en temperatuurbeeld dat wordt verkregen (zie toepassingen in paragraaf Gevalstudies). Wel is de kostprijs van de dataacquisitie (DAQ) unit van deze systemen vaak relatief duur. De belangrijkste eigenschappen van de meest toegepaste optische vezel sensortechnologieën in geotechnische toepassingen zijn samengevat weergegeven in figuur 1. Merk bij deze tabel het volgende op: - De optische vezel technologie evolueert voortdurend waardoor de gegevens en cijferwaarden louter richtinggevend zijn. - Bepaalde distributed sensing technieken vereisen beide kabeluiteinden (‘double-ended’) om de

a

b

Tabel 1 - Overzicht van de meest toegepaste optische vezel technologieën in geotechnische toepassingen (op basis van Huybrechts et al., 2016).

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

36

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G WTCB experimenteert al meer dan 10 jaar met optische vezel technologie voor het opmeten van vervorming en temperatuur. Aanvankelijk werd nagenoeg uitsluitend met de FBG-technologie gewerkt. Een optische vezelkabel met FBG-sensoren meet typisch op maximaal 20 discrete locaties met hoge nauwkeurigheid de vervorming en/of temperatuur. Innovaties op het vlak van ‘distributed sensing’, waarbij vervorming en/of temperatuur langsheen de

beste nauwkeurigheid te kunnen leveren. Bij sommige technieken is de beschikbaarheid van beide kabeluiteinden bovendien een absolute vereiste om een meting te kunnen uitvoeren. Dit houdt dus ook in dat een kabelbreuk de haalbare nauwkeurigheid aanzienlijk doet dalen of een sensorkabel zelfs volledig onbruikbaar kan maken. - Bij de meeste technieken is de meetnauwkeurigheid die wordt gehaald afhankelijk van een reeks parameters, zoals o.a. de totale kabellengte, de spatiale resolutie en de tijd per meting. - De term spatiale resolutie (afgekort als ‘Spat. res.’ onder ‘Type meting’ in de tabel) wordt verder toegelicht in ‘Spatiale resolutie/nauwkeurigheid’. - Alle optische vezel technologieën, behalve de Raman-technologie, zijn onderhevig aan zowel rek- als temperatuurveranderingen. Dit heeft belangrijke implicaties voor het sensor- en kabelontwerp (zie ‘Sensorkabel’) en voor de interpretatie van de metingen (temperatuurcompensatie, zie ‘Uitdagingen’).

volledige vezelkabel worden opgemeten, hebben geleid tot steeds hogere nauwkeurigheden. Daardoor worden deze meettechnieken steeds interessanter om in te zetten in geotechnische toepassingen. Deze bijdrage illustreert met enkele recente praktijkvoorbeelden het potentieel van optische vezel technologie in geotechnische toepassingen.

getrouw opgemeten, omdat de lengte van de vervormde meetkabel kleiner is dan de spatiale resolutie van beide metingen. SENSORKABEL

Een optische vezel is een minuscule glasdraad (diameter 8 à 62.5 μm), waaromheen zich een bekleding (‘cladding’) met een diameter van 125 μm bevindt. Over het algemeen zijn dit dezelfde vezels als gebruikt voor telecommunicatietoepassingen. Voor sensortoepassingen wordt deze fragiele vezel verder verstevigd met allerhande coatings (vaak kunststof, al dan niet glasvezel verstevigd, en staal), zodat een meer robuuste kabel wordt verkregen. Sensorkabels zijn commercieel verkrijgbaar en hebben typisch een diameter tussen 1 en 10 mm. Afhankelijk van de toepassing is het ene kabeltype geschikter dan het andere. Voor toepassingen waar de ruimte beperkt is, kan bijvoorbeeld

een (nog steeds erg fragiele) GFRP gecoate kabel aangewend worden (figuur 3a). Voor kabels die bijv. rechtstreeks mee in beton worden gestort, bestaan er dan weer meer robuuste kabels, eventueel met onregelmatig oppervlak om de samenwerking met het beton te bevorderen (figuur 3b). Verder dient er een belangrijk onderscheid gemaakt te worden tussen temperatuur- en reksensoren of -sensorkabels. Terwijl het bij reksensoren en -sensorkabels belangrijk is dat de rek van de structuur zo goed mogelijk wordt overgedragen naar de optische vezel, is het bij temperatuursensoren en -sensorkabels net de bedoeling om idealiter geen enkele vervorming van de omgeving naar de optische vezel over te brengen. Voor de Ramantechnologie is dit van geen belang, aangezien deze technologie rekonafhankelijk is (zie ‘Multipoint versus distributed sensing’).

SPATIALE RESOLUTIE/NAUWKEURIGHEID

Erg belangrijke, maar niet altijd even goed begrepen termen bij distributed sensing zijn ‘spatiale resolutie’ en ‘spatiale nauwkeurigheid’. De spatiale resolutie wordt veelal gedefinieerd als de minimale afstand tussen 2 ‘stapovergangen’ die gedetecteerd kan worden door het meetsysteem (fibrisTerre Systems GmbH, 2015). Dit is dus een belangrijke parameter om aan te geven in welke mate een meetsysteem in staat is om bijv. lokale piekvervormingen te detecteren. De spatiale nauwkeurigheid is eenvoudigweg de afstand tussen twee meetpunten in de output van de metingen. Een hogere spatiale nauwkeurigheid geeft meer gedetailleerde informatie over de exacte positie en de vorm van de fysieke rek- of temperatuurveranderingen langsheen de kabel. Beide begrippen worden geïllustreerd in figuur 2. De groene en oranje metingen hebben beide dezelfde spatiale resolutie, maar de spatiale nauwkeurigheid van de groene meting is 5 keer hoger dan bij de oranje meting. Dit maakt dat de locatie van de overgangen in vervormingsniveaus nauwkeuriger wordt opgemeten (figuur 2a). Figuur 2b toont dan weer het belang van de spatiale resolutie. In geen van beide metingen wordt de vervormingspiek waarheids-

a

b

Figuur 2 – Illustratie spatiale resolutie/nauwkeurigheid. (a) De lengte van de kabelsectie onder spanning = 3 x de spatiale resolutie. (b) De lengte van de kabelsectie onder spanning = 0.5 x de spatiale resolutie. (bron: fibrisTerre Systems GmbH, 2015)

a

b

Figuur 3 – Voorbeelden van optische vezel sensorkabels. (a) Met een glasvezelversterkte kunststof coating (diameter 1 mm). (b) De 2 blauwe kabels: met PA-coating en een onregelmatig oppervlak (diameter 3.2 mm).

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

37

NOVEMBER 2019


a

b

Figuur 4 – Illustratie van (a) een temperatuur-en

Figuur 5 – Osterberg-cellen geïntegreerd in de diepwanden (diepwandproef Lantis Antwerpen).

(b) een reksensorkabel. (bron: fibrisTerre Systems GmbH, 2015)

b

a

c

Figuur 6 – (a) Temperatuurmeting met BOFDA-systeem tijdens het storten van het beton. (b) Temperatuurmeting met (links) Raman-systeem en (rechts) BOFDA-systeem tijdens het uitharden van het beton. De aangegeven uren zijn het aantal uur na storten van het beton.

Gevalstudies Het WTCB beschikt momenteel over FBG, BOFDA (Brillouin Optical Frequency Domain Analysis) en Raman DAQ-apparatuur. Deze verschillende technologieën werden de voorbije jaren in heel wat reële schaal proeven toegepast. Vaak werden zowel FBG- als BOFDA-sensoren geïnstalleerd, enerzijds ter vergelijking, anderzijds als redundantie. In volgende paragrafen worden 2 van deze projecten uitgelicht. DIEPWANDPROEF (ANTWERPEN)

De Antwerpse Oosterweelverbinding heeft o.a. als doel de Antwerpse ring te sluiten om zo de doorstroming van het verkeer te bevorderen en een antwoord te bieden op de fileproblematiek. Voor een gedeelte van het geplande tracé is een gestapelde tunnelconstructie voorzien waarvan de wanden als diepwand worden gerealiseerd (Couck et al., 2015). In opdracht van Lantis (de vroegere Beheersmaatschappij Antwerpen Mobiel, kortweg BAM) voerde WTCB in samenwerking met Loadtest (Fugro Geo-

services Ltd) statische belastingsproeven op druk uit op 4 diepwandpanelen ter verificatie van het draagvermogen in de Tertiaire Boomse klei. In de wapeningskooien van deze panelen integreerde Loadtest Osterberg-cellen, verplaatsingssensoren en ‘vibrating wire’ rekstroken (figuur 5). WTCB instrumenteerde het gedeelte van de wapeningskooien onder de Osterberg-cellen, moten van 2 en 6 m hoog die zich volledig in de Boomse klei bevinden, uitvoerig met FBG- en BOFDA-sensoren. Aangezien de BOFDA-kabel over zijn volledige lengte als sensor fungeert, levert deze technologie ook informatie over het gedeelte van het diepwand-paneel boven de Osterberg-cellen dat dienst doet als reactiemassief. De instrumentatie van de 4 diepwandpanelen was een succes met 100% overlevingspercentage van de sensoren. Figuur 6a toont temperatuurmetingen met de Raman-technologie tijdens het storten van het beton van een van de diepwandpanelen (lengte testmoot 2m). De voortgang van het betonneerproces kan zeer goed in deze metingen worden nagegaan (zie ook Spruit. 2015). In dit geval was

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

38

NOVEMBER 2019

Figuur 7 – Evolutie van de opgemeten vervormingen (FBG, SG: vibrating wire rekstroken, BOFDA 0.5m gemiddeld) in een diepwandpaneel met een testmootlengte van 6m tijdens de opeenvolgende stappen van de belastingsproef. er bijvoorbeeld een stilstand in het betonneren tussen 100 en 150 minuten sinds het begin van het storten. In figuur 6b is de evolutie van de temperatuur tijdens het uitharden van het beton weer-gegeven voor metingen met zowel de Raman- als de BOFDA-techniek. Beide technieken tonen een zeer gelijkaardig beeld. Ook het vijzelniveau (tussen -32 en -33 m TAW) is duidelijk te herkennen aan de lagere toename van de temperatuur. Dergelijke metingen kunnen bijvoorbeeld nuttig zijn om (grote) defecten tijdens het betonneren te detecteren. Figuur 7 toont de rekmetingen tijdens de verschillende stappen van de belastingsproef op een van de panelen (lengte testmoot 6m). De metingen van zowel FBG’s, vibrating wire rekstroken als BOFDAsensorkabels zijn weergegeven (gemiddelde van 4 sensoren per niveau) en geven zeer gelijkaardige resultaten. In het gedeelte boven het vijzelniveau


Figuur 8 – Vervormingsverloop bij de verschillende stappen van de belastingsproef op (a) micropaaltype 1 en (b) micropaaltype 2.

a

b

toont de BOFDA-meetkabel mooi het verloop van de vervormingen in het reactiemassief. DRUKPROEVEN OP DIEPE MICROPALEN

Een ander interessant voorbeeld waar zowel FBGals BOFDA-metingen werden uitgevoerd, is tijdens een proefcampagne op 67 m diepe micropalen (Bottiau en Huybrechts, 2019). De micropalen werden uitgevoerd met een vrije lengte van 50 m met de bedoeling de bovenbelasting af te dragen naar dieper gelegen lagen en grote zettingen in de erg samendrukbare lagen tussen ongeveer -35 en -51 m NAP te vermijden. Doel van de proefcampagne was enerzijds om een aantal verschillende uitvoeringsmethodes voor de realisatie van deze vrije lengte uit te testen en anderzijds om de effectiviteit van de vrije lengte te controleren. FBG- en BOFDA-sensoren werden na installatie van de micropaal in het verse grout in de centrale holle ruimte van de micropaal geplaatst. Ook hier doorstonden alle sensoren succesvol de installatie. De proefresultaten (vervorming in functie van de diepte) van 2 micropalen uitgevoerd volgens 2 verschillende uitvoeringsmethodes zijn weergegeven in figuur 8. De metingen in de vrije lengte worden beïnvloed door variaties in de paalsectie (moffen elke 2 m) en door buigeffecten op de sensoren (de positie van de sensoren in de holle ruimte van de micropaal varieert). De metingen laten toe een betrouwbaar normaalkrachtenverloop af te leiden en tonen duidelijk dat de vrije lengte voor het micropaalsysteem in figuur 8a veel effectiever werkt dan voor het systeem in figuur 8b, waar er zelfs bij de maximale proefbelasting geen krachtsoverdracht plaatsvindt naar de wortellengte rond -51 mNAP.

Conclusies UITDAGINGEN

De 2 gevalstudies tonen het potentieel van optische vezel metingen aan. Toch zijn er nog heel wat uitdagingen bij gemoeid, o.a.: - Het is niet bij elke toepassing even evident om de sensorkabels in de (geotechnische) structuur te integreren. Enerzijds moeten de sensoren/sensorkabels de installatie overleven en moet deze dus voldoende robuust zijn. Anderzijds moet de betrouwbare overdracht van de vervormingen

van de structuur naar de sensorkabel verzekerd zijn. - Zoals aangegeven in de overzichtstabel (figuur 1) zijn alle optische vezel rekmetingen ook onderhevig aan temperatuurveranderingen. Bij ondiepe of (gedeeltelijk) bovengrondse toepassingen dient men dus over de volledige kabellengte ook betrouwbare temperatuurmetingen te voorzien. Deze zijn nodig om de rekmetingen te kunnen compenseren voor temperatuureffecten op de meting. Zeker bij de distributed technieken (behalve Raman) dient er nagegaan te worden in welke mate de temperatuurkabel daadwerkelijk rekonafhankelijk is. Bij de FBGtechnologie zijn er de laatste jaren wel heel wat commercieel beschikbare sensoren bijgekomen die betrouwbare temperatuurmetingen leveren. - Vooral bij de distributed technieken is de kwaliteit van eventuele lassen tussen optische vezelkabels (‘splices’) en de properheid van connectoren van erg groot belang om de beste meetnauwkeurigheid mogelijk te maken. Zeker in werfomstandigheden en bij langetermijnmetingen vraagt dit bijzondere aandacht. - De distributed technieken leveren een schat aan informatie, maar ook een enorm volume aan data. Voor een vlotte verwerking ervan botst men al snel op de grenzen van de gebruiksvriendelijkheid van programma’s zoals Excel en is aangepaste software aangewezen. Ook is het belangrijk zeer nauwkeurig de positie van de kabel te relateren aan de afstand op de kabel, wat bijzondere aandacht vraagt tijdens de installatie ervan. KEUZE TECHNOLOGIE

In dit artikel werd getracht de belangrijkste eigenschappen van de meest courante optische vezel sensortechnologieën voor te stellen. De distributed technologieën hebben de voorbije jaren een grote inhaalbeweging gemaakt t.o.v. de FBG (multipoint) technologie, in het bijzonder op het vlak van nauwkeurigheid. Voor vele toepassingen is het dan ook niet altijd even evident te beslissen welke technologie de meest geschikte is. Voor toepassingen waar hoogfrequente metingen vereist zijn (bijv. een dynamische paalbelastingsproef), is de FBG-technologie de enige optie. Ook waar de verwachte vervormingen klein zijn, blijkt uit onze ervaringen dat FBG-metingen vaak geschikter zijn, omwille van de hogere nauw-

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

39

NOVEMBER 2019

keurigheid die gehaald wordt. Wel dient er rekening mee te worden gehouden dat een FBG-sensor de vervorming lokaal opmeet (sensorlengte typisch 10 mm), waardoor lokale fenomenen de meting kunnen verstoren. Een oplossing hiervoor is de FBG-sensor als extensometer te integreren, waarbij de vervorming over een grotere meetbasis wordt opgemeten. In vele toepassingen volstaan echter laagfrequente metingen en zijn de verwachte vervormingen voldoende groot, waardoor ook de distributed technologieën van nut kunnen zijn. Zeker bij grote afstanden of een groot aantal sensoren loont het de moeite de mogelijkheden van de distributed technieken na te gaan. Niet onbelangrijk om mee te nemen in de kostenbatenanalyse is de kostprijs van de DAQ-unit. Bij distributed sensing technieken is deze relatief hoog, al zijn er tegenwoordig ook huuroplossingen op de markt beschikbaar.

Referenties - Bottiau, M., Huybrechts, N., 2019. Recent advances in pile design, construction, monitoring and testing. In de proc. van XVII ECSMGE, Geotechnical Engineering foundation of the future, Reykjavik, 2019. - Couck, J., Van Royen, K., Janssens, B., de Nijs, R., Van Lysebetten, G., 2015. Proefcampagne voor de Oosterweelverbinding in Antwerpen, Vakblad Geotechniek, 19, 2015, Special Geotechniekdag, blz. 10 – 17. - fibrisTerre Systems GmbH, 2015. Distributed fiber-optic Brillouin sensing. The fTB 2505 series. Technical documentation. Augustus 2015. - Huybrechts, N., De Vos, M., Van Lysebetten, G., 2016. Advances and innovations in measurement techniques and quality control tools. In de proc. van ISSMGE ETC3 Int. Symp. On Design of Piles in Europe, Leuven, Belgium, 28 en 29 april 2016. - Huybrechts, N., Van Lysebetten, G., 2017. Advanced monitoring techniques for a wide range of geotechnical applications. In de proc. van XIX Int. Conf. on Soil Mech. and Geot. Eng., Seoul, 2017, blz. 2781 – 2784. - Spruit, R., 2015. To detect anomalies in diaphragm walls. PhD proefschrift, Technische Universiteit Delft (https://doi.org/10.4233/uuid:f9f79 420- fa0d-4572-ac24-36c54ae52537). 쎲


Martin de Kant Ontwerpleider / manager digitale transformatie geotechniek

Jesper van Es Geotechnisch adviseur/ adviseur digitale transformatie geotechniek

Daniele Festa Geotechnisch adviseur/ product owner geotechnical digital tooling

DIGITAL ENGINEERING IN HET GEOTECHNISCHE VAKGEBIED: TOEKOMSTVISIE EN ONTWIKKELINGEN BINNEN ROYAL HASKONINGDHV Inleiding Digital Engineering is een ontwikkeling die het ingenieursvak in snel tempo verandert. Het is een overkoepelend begrip voor; automated engineering, interoperabiliteit, parametrisch ontwerpen, BIM en het werken met big data. Eerdere transformaties in het ingenieursvak hadden vooral betrekking op het analyseren van technisch inhoudelijke vraagstukken. Zoals in de jaren 70 de

en services. Ook in het vakgebied van de geotechniek is deze transformatie merkbaar. In dit artikel beschrijven we enkele belangrijke onderwerpen binnen digital engineering: Automated Engineering, Data management en Interoperabiliteit. Aan de hand van het geotechnische ontwerpproces presenteren we een toekomstvisie en beschrijven we de ontwikkelingen binnen Royal HaskoningDHV.

opkomst van het gebruik van ontwerp software, en

Automated Engineering

in de jaren 90 het gebruik van de eindige elemen-

Automated Engineering gaat over het automatiseren van het ontwerpproces. Het kan hierbij gaan om het efficiënt(er) uitvoeren van stappen in het proces, of het automatiseren van het gehele proces. Parametrisch ontwerpen gaat een stapje verder. Een ‘statisch’ model wordt ‘dynamisch’ gemaakt. Hiermee kan een ontwerpmodel worden aangemaakt, aangepast en getoetst op basis van vooraf gedefinieerde variabelen en voorwaarden. Generatief ontwerpen is de heilige graal. Hiermee worden ontwerpvarianten gegenereerd en beoordeeld door de computer op basis van vooraf gedefinieerde criteria. Met de toevoeging van kunstmatige intelligentie en data science kunnen de functionaliteiten van een computer worden “getraind” om dit proces te optimaliseren. Essentiële onderdelen om Automated Engineering,

ten methode. Digital Engineering brengt ons een stap verder. Het is het automatiseren en integreren van (ontwerp)processen, en het werken met datastromen. Deze ontwikkelingen maken het mogelijk om ontwerpproces efficiënter, flexibeler en beter traceerbaar te maken. Digital Engineering biedt ook nieuwe mogelijkheden vanuit de data science (bijvoorbeeld machine learning). Royal HaskoningDHV werkt hard aan deze digitale transformatie. Nieuwe collega’s met andere vaardigheden en kennis worden aangenomen. Het data science bedrijf Ynformed is overgenomen. Huidige werknemers volgen opleidingen over Python, Scrum en data modellen. Een deel van de businessmodellen verandert van projecten naar producten

parametrisch- en generatief ontwerpen mogelijk te maken zijn data management en interoperabiliteit. Automated engineering en parametrisch ontwerpen is volop in ontwikkeling binnen de projecten van Royal HaskoningDHV. Het biedt ons de mogelijkheid om het ontwerpproces efficiënter, flexibeler, beter traceerbaar en uniformer te maken.

Data management De hoeveelheid data die we genereren, meten en opslaan neemt sterk toe. Het is voor het ontwerpproces belangrijk om deze data snel te ontsluiten en op passende wijze beschikbaar te maken. Om inzicht te krijgen in de relaties binnen een dataset en om data makkelijk te kunnen delen moet op een gestructureerde manier met data worden omgegaan. Databases en data warehouses zijn hierbij van essentieel belang. Binnen Royal HaskoningDHV wordt er op verschillende niveaus gewerkt om op een gestandaardiseerde manier met data om te gaan. Op bedrijfsniveau wordt een Common Data Environment (CDE) ontwikkeld, gericht op een eenduidige opslag en structurering van onze data. CDE is een belangrijke basis voor digitaal werken en biedt op termijn mogelijkheden om meer met onze data te doen. Op project en discipline niveau worden databases ontwikkeld ter ondersteuning van de digitalisering en automatisering van het ontwerpproces. Een database vormt hierbij een ‘single source of truth’ om ervoor te zorgen dat iedereen en overal met dezelfde data en uitgangspunten werkt. Op alle niveaus (bedrijf, discipline, project) wordt daarom gestreefd naar ‘Cloud-based solutions’.

Interoperabiliteit Interoperabiliteit kan worden gedefinieerd als de mogelijkheid van verschillende autonome (digitale) systemen om met elkaar te communiceren. Het vormt de basis voor Automated engineering en parametrisch ontwerpen binnen het integrale ontwerpproces. In een multidisciplinair ontwerpproces gaat interoperabiliteit voornamelijk om data integratie, compatibiliteit en het uitwisselen van data tussen applicaties. De data uitwisseling kan hierbij direct of indirect plaatsvinden. In het eerste geval

Figuur 1 – Vereenvoudigd schema interoperabiliteit platform RHDHV.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

40

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G Digital Engineering is een ontwikkeling die het ingenieursvak in snel tempo verandert. Het is het automatiseren en integreren van processen, en het werken met datastromen. Deze ontwikkelingen maken het mogelijk om het ontwerpproces efficiënter, flexibeler en beter traceerbaar te maken. In dit artikel beschrijven we enkele belangrijke onderwerpen binnen Digital Engineering.

Aan de hand van het geotechnische ontwerpproces presenteren we een toekomstvisie. Daarnaast beschrijven we de ontwikkelingen binnen Royal HaskoningDHV, zoals een integraal uitwisselingsplatform voor engineering ontwerp applicaties en een applicatie voor het integrale ontwerp van bouwkuipen.

Figuur 2 – Directe versus indirecte data uitwisseling.

Figuur 3 – wordt in een uniform format gecommuniceerd (.IFC voor BIM of .AGS voor geotechnische data). Voor sommige applicaties is dit niet mogelijk. In dit geval is conversie nodig. Royal HaskoningDHV is gecommitteerd aan open standaards en om deze visie te ondersteunen wordt gewerkt aan een integraal uitwisselingsplatform voor engineering ontwerp applicaties. Dit platform bestaat uit clients, API’s (zie kader voor definities), een database en een web portal. Met behulp van applicatie specifieke clients (plug-ins) kunnen gegevens, via de verschillende API’s, van en naar de ‘Cloud-based’ database worden gestuurd. De clients maken hierbij gebruik van een protocol om projectgegevens in een uniform format op te slaan. Dit is te vergelijken met een reisstekker - een connectie om dezelfde data in een ander format uit te wisselen. De web portal maakt het mogelijk om de data in de database te bekijken. Met deze architectuur (figuur 1) is er gekozen voor een modulaire aanpak, waarbij in stappen per applicatie kan worden ontwikkeld. Er hoeft maar één cliënt per applicatie ontwikkeld te worden, dit maakt interoperabiliteit beter beheersbaar. Dit is een groot voordeel ten opzichte van directe gegevensuitwisseling tussen applicaties (figuur 2).

Digital engineering in de geotechniek Het geotechnische werkveld kan in hoofdlijnen in 3 fasen worden onderverdeeld: de Grondonderzoeksfase (grondonderzoek en interpretatie), de Ontwerpfase en de Uitvoeringsfase. Voor elke fase beschrijven wij een toekomstvisie en gaan we in op de ontwikkelingen binnen Royal Hasko-

DERWa: Work- en data flow.

ningDHV op dit gebied. In de grondonderzoeksfase is de geotechnisch ingenieur veelal verantwoordelijk voor supervisie en data management. Zij/hij schrijft voortgangsrapportages, factual reports en adviseert over modificaties en prioritering van de onderzoeken. De grondonderzoeksfase staat meestal onder grote tijdsdruk. Vaak loopt deze gelijktijdig met de ontwerpfase of zelfs de uitvoeringsfase van het bouwproject.

De gestructureerde digitale omgeving zorgt ervoor dat het proces efficiënt en met hoge kwaliteit plaatsvindt. In een ideaal systeem worden voortgangsrapportages en factual reports automatisch gegenereerd en desgewenst realtime door stakeholders geraadpleegd. De factual data wordt zo ontsloten dat de meest recente data voor alle projectbetrokken is te raadplegen. Er is ten alle tijden sprake van een single source of truth. Dataloaders importeren de verschillende bestandsformaten van de ruwe data zonder problemen in de project database.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

41

NOVEMBER 2019

API (Application Programming Interface). Dit is een set definities (communicatie protocol of communicatie afspraken) om computerprogramma’s (of databases) met elkaar te laten “praten”. Een API biedt toegang tot informatie en/of functionaliteit van een ander programma, zonder dat ontwikkelaars hoeven te weten hoe het andere programma (of database) precies werkt. Client. In dit artikel wordt hiermee een applicatie-specifieke tooling bedoeld die gebruik maakt van API’s om met een database te “praten”. CDE (Common Data Environment). Dit is een virtuele plaats waar alle informatie van een bepaald project verzameld, bijgehouden, beheerd en verspreid kan worden voor alle betrokken partijen. Door middel van deze ‘Single source of truth’ worden mogelijk tegenstrijdigheden in het project voorkomen.


Tijdens de interpretatiefase wordt de factual data geanalyseerd. Het product is een grond interpretatie rapport met een ruimtelijk grondmodel (stratigrafie) en parametersets voor verschillende ontwerpberekeningen. In deze fase is ervaring en oordeel van de geotechnisch adviseur en ingenieursgeoloog essentieel.

Het interpretatie proces wordt echter optimaal gefaciliteerd door geautomatiseerde subprocessen zoals correlatiemodellen en statische analyses. Mapping van informatie uit deskstudies, zoals historische en geologische kaarten zorgt voor een efficiënte organisatie van deze kennis. Een grondonderzoeks-management model biedt een ‘single source of truth’ van factual, geïnterpreteerde data en (versies van) reken datasets en verzorgt de koppelingen naar GIS, CAD en ontwerpsoftware. Royal HaskoningDHV werkt toe naar deze toekomstvisie voor grondonderzoek-management in haar projecten en investeert in ontwikkeling van ondersteunende tools en applicaties. Met het gebruik van HoleBASE (Keynetix.cloud) is er gekozen voor een ’Cloud-based’ oplossing voor de opslag en interpretatie van geotechnische data. Keynetix.cloud biedt standaard verschillende connecties naar andere engineering applicaties (Excel en AutoCAD Civil 3D) die de interpretatie en visualisatie van geotechnisch onderzoek makkelijker maken. Door de beschikbaarheid van een API kunnen ook intern ontwikkelde applicaties een live link leggen met de database. Een voorbeeld hiervan is een ‘data loader’ waarmee CPT’s (.gef files) inclusief (automatische) classificatie kunnen worden toegevoegd aan de database (HoleBASE project) om snel tot een lengteprofiel te komen. In verschillende projecten wordt HoleBASE dus gebruikt om zowel het operationele proces als het data management tijdens de gronderzoeksen interpretatiefase te optimaliseren. De Ontwerpfase is in ons vakgebied vooral routi-

nematig en slechts beperkt improviserend. Door de opgebouwde ervaring kan het ontwerpproces van te voren redelijk goed worden gedefinieerd. De uitkomst van het proces staat niet van te voren vast maar bij de start is over het algemeen bekend welke disciplines betrokken zijn, en met welke methoden en applicaties de analyses worden uitgevoerd. Dit maakt onze projecten bij uitstek geschikt voor automatisering en parametrisering. Daarnaast is het proces binnen een projectfase veelal iteratief, met onderlinge afhankelijkheden tussen disciplines.

In de ideale wereld is er daartoe een centraal systeem beschikbaar waarbij geometrische uitgangspunten, digitaal grondmodel, ontwerpapplicaties van de verschillende disciplines, en overige ontwerp- en proces randvoorwaarden zijn opgeslagen. De invoer van gedeelde data, aansturing van ontwerpiteraties en het genereren van rapporten gebeurt centraal via een aan de database verbonden cliënt. Resultaten van de ene applicatie worden desgewenst automatisch verwerkt als invoer in andere applicaties. Iteratieve processen worden daarmee volledig ondersteund om uiteindelijk het meest waardevolle ontwerp te leveren (in termen van bijvoorbeeld kosten, planning of omgeving). Doordat alle berekeningen zijn gekoppeld is het mogelijk om integrale probabilistische analyses uit te voeren hetgeen de stakeholders inzicht geeft in over-all project risico’s. Dashboards, rapporten en tekeningen zijn digitaal en interactief. Ze worden automatisch gegenereerd en gedeeld naar de wensen van de verschillende stakeholders. Alle betrokkenen kunnen hun commentaar digitaal geven en opslaan. Er zijn geen e-mails, commentaarlijsten en verwijzingen meer nodig. Er is sprake van een transparant en herleidbaar ontwerpproces. Menselijke fouten zoals typo’s of fouten in de communicatie zijn geminimaliseerd. Royal HaskoningDHV heeft, in samenwerking met de bouwcombinatie De Groene Boog V.O.F., een

applicatie ontwikkeld (DERWa) voor het ontwerpen van bouwkuipen. De DERWa wordt momenteel toegepast in de ontwerpfase van de tunneltoeritten van het infraproject A16 Rotterdam. De constructie van de toeritten bestaat uit verankerde permanente damwanden, een onderwaterbetonvloer en schroef-combinatiepalen. Betrokken disciplines zijn wegontwerp (alignement, PVR), constructies (owb-vloeren, stempels), geotechniek (grondkeringen, verankering en funderingselementen) en geohydrologie (bemaling). Via een client applicatie worden tegelijk uitgangspunten (bijv. bouwfasering, grondwaterstand, stijghoogte, ontgravingsniveau, dikte van de owbvloer), randvoorwaarden en toetscriteria voor meerdere damwand-, paal- en onderwaterbetonvloer berekeningen langs de hele toerit ingevoerd (figuur 4). De data wordt automatisch in de ‘Cloudbased’ database gestructureerd, en van daar worden geparametriseerde D-Sheet Piling, DFoundations en Excel (owb-vloer) berekeningen aangestuurd. Ook post-processing en toetsingen zijn in de tool geautomatiseerd. Dashboards en interactieve rapporten bieden volledige toegang tot de ontwerpdata. Van een uitgezoomd overzicht, zoals bijvoor- beeld constructieve toetsingen van damwandsnede langs een hele toerit, tot een ingezoomd overzicht van de invoer of het resultaat op objectniveau, zoals bijvoorbeeld de krachtswerking langs de keerwand in een specifieke verificatie stap volgens de Norm (figuur 5). Toegang tot ‘traditionele’ rekenbestanden is in de tool gegarandeerd ter validatie en ter ondersteuning van een soepele transitie van de ‘traditionele’ naar de ‘digitale’ manier van werken. In de uitvoeringsfase wordt er meetdata verwerkt, geïnterpreteerd, en gepresenteerd. Dit kan zijn tijdens de bouw van een project, in de onderhoudsfase of na een calamiteit. Net als in de grondonderzoeksfase wordt factual data opgeslagen en geanalyseerd. Dit kan gaan om monitoring van grondgedrag, omgevingsbeïnvloeding en uitvoeringsgerelateerde aspecten.

In de toekomstvisie worden dezelfde systemen zoals eerder beschreven ook in de uitvoeringsfase toegepast. Factual data wordt omgezet in geotechnische data (bijvoorbeeld waterspanningen in consolidatiegraad). Zelflerende systemen geven waarschuwingen bij onverwachte meetwaarden, filteren foute meetdata, verzorgen cross checks en combineren data van verschillende meetinstrumenten. Data science helpt bij het optimaliseren van de uitvoering zoals de keuze van heimaterieel of het vergroten van de nauwkeurigheid van trillingspredicties. Inverse analyses

Figuur 4 – DERWa: Client.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

42

NOVEMBER 2019


vragen ervaring en menselijke beoordeling maar worden volledig gefaciliteerd doordat de modellen automatisch worden gegenereerd en er voor elke applicatie procedures beschikbaar zijn voor fitting. Er zijn ook grote stappen gezet in de communicatie tussen ontwerp en uitvoering. Op het werk worden QR codes op de bouwtekeningen ingescand waardoor positionering en inheidiepte van materieel volledig is geautomatiseerd. Automated engineering in de uitvoeringsfase is door RHDHV extensief toegepast bij het ontwerp van het Nieuwe Internationale Vliegveld van Mexico Stad. Dit betreft een greenfield ontwikkeling van een internationaal vliegveld op zeer slappe ondergrond. Voor een projectuitleg wordt verwezen naar [2]. Automated Engineering bleek een onmisbaar hulpmiddel om te kunnen omgaan met de omvang van het project, de grote tijdsdruk die daarop lag, en het verwerken van de data voor de toepassing van de observational method. Binnen de digitale infrastructuur zijn het digitale 3D ondergrondmodel, het terreinmodel, het ontwerphoogtemodel en het ontwerp van de verharding gebruikt om de invoerbestanden voor de zettingsberekeningen voor duizenden locaties volledig automatisch te genereren. In de daaropvolgende stap zijn voor deze locaties zettingsberekeningen in de vorm van batch berekeningen uitgevoerd. De uitvoer wordt door het model verwerkt voor de automatische verificatie van de ontwerpeisen (zoals toetsing van vlakheidseisen), visualisatie van de resultaten in de vorm van kaarten, en input voor het verhardingsontwerp. Daarnaast faciliteerde het systeem de probabilistische (Monte Carlo) analyses, en de inverse analyses tijdens de observational method en de automatische verificatie van uitvoeringsstabiliteit op basis van meetdata.

a

b

Wat betekent dit voor ons vakgebied? Een veel gestelde vraag is of we door al deze ontwikkelingen straks minder (geotechnische) ingenieurs nodig hebben. Vooralsnog zien we geen afname van de vraag naar geotechnici. Wel een verschuiving, en nieuwe mogelijkheden. Digital Engineering vraagt naast de fundamentele geotechnische kennis en ervaring ook andere vaardigheden van onze ingenieurs. De nadruk komt meer te liggen op processen en data analyse. De verschuiving naar een andere werkwijze is binnen RHDHV al goed merkbaar waarvan de hier beschreven voorbeelden het bewijs zijn. Als vanzelfsprekend gaat dit innovatieproces niet zonder vallen en opstaan. Ontwikkeltrajecten staan vaak onder druk van budgettaire en capacitaire mogelijkheden. Software developers, data experts en ingenieurs moeten leren elkaars taal te begrijpen. Ingenieurs moeten wennen aan de procesvormen die standaard worden toegepast binnen de software ontwikkeling (zoals scrum) en afwijken van de traditionele projectaanpak (water

c

Figuur 5 – Dashboard output DERWa. a. Resultaten overzicht grondkering; b. Resultaten details grondkering; c. Resultaten dwarsdoorsnede onderwaterbetonvloer

fall). Er zijn ook risico’s: het creëren van een onnavolgbare black box moet worden voorkomen. Het verificatieproces vraagt daarom een nieuwe strategie, en het is van groot belang dat de ingenieur het hele proces blijft begrijpen om de veiligheid te kunnen waarborgen. Maar één ding is zeker: Digital Engineering is het volgende hoofdstuk van de evolutie van het (geotechnische) ingenieursvak. Niet aanhaken is geen optie!

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

43

NOVEMBER 2019

Referenties en links [1] K. van Viegen, R. van der Have, G. Joosen, P. Schreurs (2018). Mogelijkheden van Digital E n g i neering in: Cement 7-2018 Parametrisch ontwerpen (2), pp. 4-7. [2] M. de Kant, R. Steenbakkers, D. Festa (2018), Integraal geotechnisch ontwerp voor het nieuwe vliegveld van Mexico stad, Geotechniek maart 2018, pp 28-32. 쎲


Nick O’Riordan Arup, London

KEY ASPECTS OF DYNAMIC SOIL-STRUCTURE INTERACTION: EXCERPTS FROM THE 58TH RANKINE LECTURE Introduction Geotechnical engineering is at its most unpredictable and uncomfortable when ‘live’ or dynamic loads on foundation systems are significantly higher than in the static or ‘dead’ load condition. Resilient infrastructure requires that the duration of bounce-back, the time to restore functionality after extreme events, is minimised. Codes attempt to deal with this using combination of load and resistance factors that are sometimes drawn from fatigue or repetitive loading experience, however these can result in design solutions that either fail due to a lack of appreciation of the controlling parameters or that are uneconomic and overcautious. The lecture examines dynamic soil structure interaction under extreme events: catastrophic collapse, wave loading, high speed rail track behaviour and urban seismic interaction using examples drawn from real-world installations. Economy in design can be driven using unified soil-structure interaction modelling through advanced numerical analysis in which rate effects are explicitly considered. It provides a springboard from which resilient, performance-based design methods can be developed and improved, with the promise of feedback from instrumentation and digital data analytics. For reasons of space, high speed rail track behaviour is not covered in this article. However, a recording of the complete lecture is available at youtube.com/watch?v=44x4KuheZiQ.

Dynamic Soil-structure interaction Dynamic soil-structure interaction can be exami-

ned using pseudo-static methods (Kausel 2010, Dobry, 2014) although the simplifying assumptions inherent in that approach, both in terms of structural mass participation and soil response to the associated loading in shear, will result in inefficient, and in extreme cases, insufficient foundation systems. The challenge is that extreme dynamic foundation loading situations are generally rare, involving statistically-derived forces with return periods that can be far in excess of 100 years. This means that full-scale testing of such foundations might involve field testing at inappropriate stress states, the mobilisation of very large lateral forces and moments, or limited to a small range of materials such as unstructured sands and kaolinite. Dynamic loading of appropriately scaled foundation systems can be simulated in the centrifuge (Muir-Wood, 2004, Kutter, 1992) however these present formidable challenges in terms of foundation construction simulation: for example ‘wished-in place’ test foundations in unstructured sands are relatively commonplace but do not adequately replicate reality. This can mean that the results from dynamic centrifuge tests can be dominated by the skill of the operators and the geometric limitations of the centrifuge box. Figure 1 shows the primary components of dynamic soil-structure interaction. Whilst the upper bounds of dynamic structural loading and approximate response can be established by assuming complete fixity at foundation level, the participation of soil in transmitting or responding to dynamic loading

Figure 1 – Dynamic soil-structure interaction context.

is more complex. Of importance is the mass of soil participating in the loading event: often the stiffness and strength of soils at comparatively high rates of strain are underestimated. This leads to premature formation of failure mechanisms, over-damping of soil response and under-estimation of the forces involved. It follows that the geotechnical engineer must attempt to model the ground as realistically as possible. At this point, it is underlined that the results of numerical SSI illustrated in this paper are obtained using direct Finite Element (FE) methods (Bollisetti et al, 2015) using Arbitrary Langrange-Eulerian formulation (LSTC, 2017). These methods facilitate the use of non-linear soil and structure models in extreme, large strain events. They give the greatest scope for economy in design and construction for situations where the governing design case is that for an extreme event. O’Riordan and Almufti (2015) summarised the desirable attributes of 3D dynamic SSI analysis software as follows: - Pressure- and rate-sensitive non-linear shear stress/strain soil properties - Degrading G/Gmax curves for the soil - Water pressures: recognise volumetric & shear strain rates at excavation/construction and dynamic excitation stages - Foundation systems - Interface layers between structural elements and the soil mass that represent disturbed soil - Representation of structures, vehicles etc: equivalent mass, stiffness and damping to capture dynamic behaviour - Representation of construction installation sequencing - Soil domain sufficiently large that boundary effects are negligible during dynamic loading - Able to provide a ‘rupture to rafters’ (Ellison et al, 2017) process for seismic load cases Currently, these attributes can potentially be met by LS Dyna (LTSC, 2017), ABAQUS (2013) and ANSYS(2016). Such formulations are comfortable with large strain calculations and discontinuities, for example when material boundaries separate. In a major review paper Bolisetti et al (2013) describe the advantages and disadvantages of a variety of software for dynamic analysis of soil-

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

44

NOVEMBER 2019


SUMMARY This article presents a shortened version of the Rankine lecture, an invited lecture for the British Geotechnical Association. Previous speakers included well-known names such as Casagrande, Peck, Bishop, Bjerrum and Leroueil. The 58th Rankine lecture examines soil-structure interaction under catastrophic collapse, wave loading, high speed trains and dense urban seismic loading using examples drawn from real-world installations. It shows how economy in design can be driven using unified soil-structure interaction modelling through

advanced numerical analysis in which rate effects are explicitly considered. Recent improvements in the visualisation of foundation behaviour under extreme events enables us to articulate more effectively extreme event scenarios across disciplines and project stakeholders. The article will provide a springboard from which resilient, performance-based design methods can be developed and improved, with the promise of feedback from digital data analytics.

Figure 2 – Backbone curve: effects of increasing strain rate,

Figure 3 – Backbone curve and definition of Masing(1926) Damping.

Plasticity Index and Overconsolidation.

structure interaction analysis. Large strain problems can also be analysed using the Material Point Method (Fern et al, 2019) although at the time of writing the computational efficiency of the method over FEM is being quantified.

Strain rate effects, drainage and cyclic degradation Increased foundation resistance at high rates of strain is well known. Such increased resistance can be effectively simulated using strain-rate dependent soil models. The basis for an integrated soil model is the G/Gmax v shear strain degradation ‘backbone’ curve that originated with Seed and Idriss (1970) and has subsequently been developed by Darendeli (2001) and others. Figure 2 is redrawn after Atkinson (2000) and shows the leading components that control the location of the backbone curve along the shear strain axis and Figure3 shows how unload/reload behaviour is often simulated using a format originally proposed by Masing (1926). Zhang et al (2005) demonstrated the large scatter in Masing damping for soils. Consequently the assumption of Masing behaviour should be critically examined for soil-structure interaction analysis, and to avoid over-damping soil response. NonMasing behaviour can be examined through detailed examination of cyclic laboratory tests. O’Riordan and Almufti (2015) demonstrated a direct method for examining the effects of adjacent

structures upon braced excavation in areas of high seismicity. They showed that excavation and seismic excitation stages could be represented sequentially so long as the backbone curve was adjusted for shear strain rate. The effect of strain rate on stiffness and strength has been the subject of wide investigation. Many investigators have found excess pore pressure generation is suppressed as shear strain rate increases (Sheahan et al 1996, Biscontin and Pestana, 2001, Diaz-Rodriguez et al 2009) and show that the rate of increase in strength appears to be related to clay mineralogy. Thus low to medium plasticity clays might display a strength increase of about 5%/log cycle of shear strain rate and high plasticity clays closer to 20%. Figure 4 shows typical results for normalised strength variation and shear strain rate at these extremes. Vardanega and Bolton (2013) examined a wide range of soils and concluded that, along with plasticity index (as a proxy for soil mineralogy) and overconsolidation ratio (OCR), measured secant shear moduli could be adjusted to a given shear strain rate using the following relationship:

Where G is the shear modulus at a given shear strain rate and Z is a reduction factor dependent upon strain rate effect and the frequency of loading. For a clay-like material which displays an increase in secant shear modulus of 5% per tenfold increase

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

45

NOVEMBER 2019

.

in strain rate ȍ, has a frequency of loading of 50Hz (typical loading frequency in a resonant column test), and shows the onset of plastic strains at 10-5 , Vardanega and Bolton (2013) found

This enables alignment of shear modulus degradation with increasing shear strain using undrained laboratory tests carried out at very different shear strain rates. Typical shear strain rates for a triaxial compression test are at least 3 orders of magnitude slower than a resonant column test, as illustrated using tests on Vallerica Clay by Giorgiannou et al (1991). Figure 4 includes the effect of consolidating specimens at levels well above the Yield Stress (Burland 1990): the effects of such destructuration suppress rate effects and care should be given if soil properties obtained from such tests are to be used for design and analysis (Hight et al., 2007). To effectively establish a priori whether the dynamic event is loading the soil next to the foundation sufficiently rapidly for undrained/zero volumetric strain conditions to pertain, closed-form solutions such as Gibson et al (1970) are extremely useful. Gibson et al (1970) uses linear elastic consolidation theory under plane strain and axi-symmetric loading conditions. They conveniently define a time factor T for dissipation of excess pore pressures such that T=2Gkt/γwb2


Figure 4a, b, c– Effect of strain rate on

Figure 5 – Lateral

stiffness and strength for two clays.

pressures on pile during sinkhole collapse, after Sartain et al (2011).

Behaviour is effectively undrained if T<10-2. If the distance to a zero excess water pressure boundary is greater than the width of the loaded area, then using most plausible combinations of the leading parameters we find undrained behaviour can occur under these loading conditions: > k=10-4 m/s cohesionless ‘sand-like’ soils experience a rate of loading/unloading <1 sec. We can add that sand-like soils are dynamically not particularly strain rate sensitive. < k=10-9 m/s, cohesive ‘clay-like’ soils experience a rate of loading/unloading <10 days. Clay-like soils are dynamically highly strain rate sensitive, particularly at low OCR and high PI.

Figure 6 – Variation of maximum cyclic shear stress levels (in plan), and excess pore pressures(in cross-section and plan) below a 120m diameter offshore gravity base structure.

A similar conclusion was reached by Zienkiewicz et al (1980). It follows that any use of Observational Methods, for example large excavations in clay-like soils (Nicholson et al, 1999) needs to explicitly consider the effects of drainage of stages in construction durations and the consequences of delays (and indeed acceleration) in construction rate.

Collapse and landslide modelling Large strain FEM has been used for the inverse analysis of landslides and associated rockfall containment barriers (Cheung et al, 2018). The design of piled foundations in metastable slopes and in areas prone to karst collapse is particularly challenging. Muir-Wood (2004) considers the situation of piles embedded in an infinite slope where failure occurs along a defined plane, parallel to the ground surface. Treating the problem as pseudo-static and if the soil pressure is related to the relative movement between soil and pile, Muir-Wood was able to establish an exact solution albeit based upon empirically derived parameters. His analysis gives a value of lateral pressure close to the passive limit, Kpσv’, when the relative movement between pile and soil is large. Sartain et al (2009) considered failure of residuum around piled viaduct foundations using dynamic

analysis and established that the maximum lateral pressure did not exceed 2*Kpσv’, as illustrated in Figure 5. The failing soil was unable to sustain stresses anywhere near the passive pressure of the soil. Recognising the kinematic nature of the problem and adjusting the design to follow the numerical analyses has led to the use of foundations that are more economic in karst and landslide-prone areas.

Wave loading and partial drainage As offshore windfarms and deepwater installations proliferate, so the foundation challenges increase particularly when extreme storm loading of structures can potentially lead to liquefaction of the

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

46

NOVEMBER 2019

seemingly ubiquitous sand layers that are found at the mudline (deGroot et al, 2006). Sampling of such soils is difficult and the carrying out of cyclic testing to characterise the soils can be highly operator-dependent. In turn, excess pore pressure generation rate varies widely and unpredictably with sand particle size, shape, stress state, mineralogy etc, as well demonstrated in the CANLEX project (Robertson et al, 2000) for example. It follows that, as partial drainage of sands can occur during the passage of a single wave, a cautious liquefaction model can be combined with credible storm histories to reduce the theoretical demands on soil and structure. Andersen (2015) shows how repetitive wave loads


Figure 7 – Comparison of RANWAVE with conventional ‘Hansteen’ approach to excess pore pressure generation, after O’Riordan and Seaman(1993).

are collected by the structure and then transmitted into the soil. Figure 6 shows the results of a 3D FE analysis of a gravity base structure. As expected the variation of excess water pressure varies widely across the base. In this case the storm event has been modelled according to a modification to the Hansteen (1980) storm to account for real composition. The Hansteen storm is recreated in a pseudorandom way (O’Riordan & Seaman, 1993, and Dingle et al, 2017) to follow the statistical treatment of storm composition by LonguetHiggins(1984). Figure 7 compares the cyclic shear stress ratio with the stepwise Hansteen storm. For the six hour, 1 in 100 year return period storm considered the average wave period is 12 seconds. For most sand-like soils, partial drainage can occur during the passage of a single wave. Thus, the re-ordering of waves in a pseudo-random way can be used as a series of pulses of excess pore pressure that decay in coupled analysis. Recognising that at shallow depths the static vertical effective stress is directly proportional to the weight of the gravity structure it is common to find nearly 50% savings in weight can be made if partial drainage is combined with pseudo random storm histories. Similar reductions can result for offshore windfarm foundations by using realistic storm histories and wave compositions.

Earthquake loading: urban interaction effects Bolisetti & Whitaker (2015), in a major study of structure soil structure interaction (SSSI) analysis methods showed that significant restraint to foundation movement and ground loss/gapping can occur with an adjacent deep basement. The flipside of this is that the basement sees more load from the adjacent structure as confirmed by recent centrifuge testing of tall buildings adjacent to

Figure 8 – Variation of shear wave velocity across the lakebed zone, Mexico City.

deep excavations and tunnel boxes by Hashash et al (2018). O’Riordan & Almufti (2015) confirmed that in temporary works, equivalent static methods can substantially underestimate load effects from adjacent buildings and Ellison et al (2017) summarise the asymmetric loading that can occur in a deep basement inserted between two very tall towers in San Francisco. O’Riordan et al (2018) examine in detail processes for far-field site response analysis for performance-based design in near-fault situations where velocity pulses can dominate structural behaviour and those where soft soils can produce substantial magnification of bedrock motions at the ground surface. These far-field response analyses can be further refined using data from vertical arrays and form a reliable basis for examining urban effects and SSSI. O’Riordan et al (2018) includes a back-analysis of the Puebla earthquake in Mexico City (19 September 2017). Measurements across the lakebed during the Puebla earthquake highlight the potential for entire city blocks to interact and change the composition of the shaking of building foundations. Figure 8 shows the shear wave velocity profile across the Mexico Basin at locations west to east.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

47

NOVEMBER 2019

The softest soils are found in the east, and Figure 9 shows the accelerometer recordings at site C. The duration of shaking is around 100 s. Figure 10 shows the measured values at the Aux Station within an urban area 10 km south of site C. The duration of shaking is not only significantly longer in the urban site, the record shows a distinct second phase of shaking, beating at a period of about 2 to 3 seconds. The spectral amplification, and associated double peak acceleration spectra, that have been ascribed to ‘basin effects’ (Reinoso & Ordaz, 1999) in the Mexico City case and other cities on soft soils in areas of high seismic activity may be more likely due to urban, anthropogenic effects. Speculative analytical work by Guegen et al (2002), using observations in the Roma Norte district at the stiffer, western edge of the basin, suggested that urban interaction effects could be anticipated if the kinematic interaction ratio of the buildings to the underlying soil is higher than approximately 0.1. The calculated ratio for the urban area of Aux Station is 0.87, and thus kinematic interaction at a city block level is almost certain to have contributed to the measured movements and, to the west of the urban area, catastrophic damage of some buildings. On stiffer soils and those prone to liquefaction, the potential for adjacent building damage due to


structure-soil-structure interaction (SSSI) effects can also be large. Long term construction works adjacent to large existing structures are particularly vulnerable especially when the participating modal masses of the works are large and have widely differing period. O’Riordan & Almufti (2015) who considered the seismic exposure of a tall building to an adjacent multipropped excavation. Using earthquake simulations scaled to a return period of between 50 and 100 years, they demonstrated how seismic inertial loading from a tall building adjacent to a deep excavation with four levels of struts can deform the excavation support system sufficiently to produce a permanent increase in strut load. They found that strut forces can be nearly twice the force calculated for the slow excavation process itself. Figure 11 contains results from the real-time monitoring for the Transbay Transit Center (McLandrich et al, 2013) showing the measurement of strut loads in a bottom level strut around the time of the Mw=6.0 Napa earthquake that took place at 3 a.m. on 24 August 2014. It can be seen that the

repetitive daily change in force arising from changes in strut temperature is perturbed by a tiny drop in force at the time of the earthquake itself. Also in Figure 11 is the public record (CGS, 2014) of accelerometer and associated displacement time histories taken at 11 locations down an adjacent 12 story building with a 5 level, 18m deep basement. The records show an almost complete attentuation of the inertial response of the superstructure above level 1 by the multi level substructure (traces labelled B1, B2 etc). The response of the strut monitoring system is compatible with this measured behavour of an adjacent, multi-basement structure. SSSI effects can also strongly influence the design of buried structures in the permanent condition involving shaking from earthquakes of much longer return periods than those considered for the ‘temporary’ works. O’Riordan et al (2018) examine how appropriate site response analyses are required before embarking upon detailed SSI. Ellison et al (2017) consider the effects of two very tall structures, Salesforce Tower (326m tall) and 181 Fremont (244m tall), located either side of

Figure 10 – Triaxial accelerometer measurements and spectral analysis at Aux. recording station, Puebla earthquake.

Figure 9 – Triaxial accelerometer measurements at NAIM site, Puebla earthquake, 19.09.17.

Figure 11 – Measurements of load at lowest level of strut, Salesforce Transit Center, and comparison with measurements at adjacent 5 level basement. Napa earthquake 24.08.14.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

48

NOVEMBER 2019

the 20m deep, 60m wide and 500m long Transbay Transit Center rail station box in the middle of San Francisco downtown. These tall towers have foundations socketted into bedrock at about 70 to 80m depth and the Transit Center box is essentially groundbearing, equipped with 1800 tie-downs to deal with buoyancy effects in some parts of the base slab under long term rising groundwater pressures. The first mode period of the Transit Centre is approximately 1.2 sec, as summarised in Figure 12. Modal mass participation of all adjacent structures was considered, mostly using the simplified methods given in ASCE 7-16. It can readily be seen that this is not a ‘green field’ situation and multiple SSSI effects can be anticipated. Ellison et al (2017) describe the process of site response analysis and site characterisation which will not be repeated here. Figure 13 shows the envelope of the shear forces developed in the ground slab of the Transit Center box arising from the participation of Salesforce Tower in the 1 in 975 return period event. It can be seen that the train box behaves rather like a very large beam, ‘held’ by the soil and foundations of


Figure 12 – Salesforce Transit Center, San Francisco: plan showing first mode period of surrounding buildings.

lower-rise structures, while the Salesforce Tower causes a localised action and reaction across the slab amounting to 30 MN higher than the forces calculated without the tower. The effect of including 181 Fremont diagonally opposite has a restraining effect on the beam-like deflection of the train box and an increase in demand at the eastern extremity is found in ground and mezzanine level slabs. Large scale numerical analyses such as these currently require the processing power of multiple, linked computers and can take a day to reach a conclusion. Nevertheless by systematically creating versatile soil models of the type described in this paper, together with close attention to construction sequence and structural modelling, appropriately optimised, economic design solu-tions can be found to these complex dense urban situations. The physical modelling of SSSI is complex and there have been few successful, published simulations of the effects. Until there are more case histories of instrumented building and tunnel response from real earthquakes, the most promising area of research appears to be in the use of seismic centrifuges. There are constraints in the way in which construction sequencing, tall building inertial effects etc can be simulated in the centrifuge and back-analysed using LSDyna (Musgrove et al, 2017, and Hashash et al, 2018).

Summary and Conclusions. - Increasing urbanisation has changed the nature of geotechnical engineering.

Figure 13 – Salesforce Transit Center, San Francisco: plan showing first mode period of surrounding buildings.

- Everything is connected, and we can ‘instrument the Anthropocene’, beyond mere construction monitoring. - A resilient future will require much greater feedback from performance of foundation systems. - Dynamic numerical analysis can be used to calibrate soil models against extreme events. - These analyses can explicitly include the changes in rate of loading of the ground during sudden, extreme events as well as that in slow, normal service loading. - Transient ‘extreme’ in-situ tests such as the CPT and Pressuremeter, as well as output from vertical arrays of seismic accelerometers can be successfully analysed using advanced numerical analysis. - Unified soil models and increasing computing power enable progress towards performance-

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

49

NOVEMBER 2019

based design and resilience. - We can look forward to increasing feedback from long term instrumentation systems: ‘Big geotechnical data’. - We now have the tools to articulate to stakeholders the consequences of extreme events on foundation systems.

Acknowledgements This represents the work of many colleagues and collaborators within and outside Arup: they know who they are! The author thanks them and various organisations that have enabled publication of this work and all are named in the video version of the lecture.

References - Abaqus (2013) Abaqus/CAE User’s guide Release Note 6.13. Dasseault Systemes Simulia Corp.


Providence RI, USA. - ANSYS (2017) Workbench & Fluent Tutorial Guides. Release 18.0. ANSYS Inc, Canonsburg PA, USA. - Andersen, K. H. (2015). Cyclic soil parameters for offshore foundation design. The Third ISSMGE McClellan Lecture. [Lecture] International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, 10th June. - Atkinson J.H. (2000) Non-linear soil stiffness in routine design. 40th Rankine lecture. Geotechnique Vol 50, pp 487-508. - Biscontin, G. and Pestana, J. M. (2001). Influence of peripheral velocity on vane shear strength of an artificial clay. Geotechnical Testing Journal. 24(4), 423-429. - Bolisetti, C. & Whittaker, A. S. (2015). Site Response, Soil-Structure Interaction and Structure-Soil-Structure Interaction for Performance Assess- ment of Buildings and Nuclear Structures. MCEER. Report number: MCEER 15-0002. - Brown, S. F. and Selig, E. T., 1991. The Design of Pavement and Rail Track Foundations. In Cyclic Loading of Soils, Chapter 6, pp249-305. Blackie. - Burland JB (1990) On the compressibility and shear strength of natural clays. 30th Rankine Lecture Geotechnique Vol 40, pp 329-378. - Burland JB and Twine D (1988) The shaft friction of bored piles in terms of effective strength. Proceedings of the Seminar: Deep Foundations on Bored and Augered Piles. Ed. Van Impe. Balkema, Rotterdam. pp 411-420. - Cheung et al (2018) Advanced numerical analysis of landslide debris mobility and barrier interaction. Vol 25, No 2, pp 76-89, HKIE Transactions. Hong Kong. - Darendeli, M. B. (2001). Development of a New Family of Normalised Modulus Reduction and Material Damping Curves. PhD thesis, The University of Texas at Austin. - de Groot, M. B., Bolton, M. D., Foray, P., Meijers, P., Palmer, A. C., Sandven, R., Sawicki, A. & Teh, T.C. (2006). Physics of liquefaction phenomena around marine structures. Journal of Waterway, Port, Coastal, and Ocean Engineering. 132, 4 (227), 227-243. Available from: 10.1061/(ASCE)0733950X(2006)132:4(227) - Diaz-Rodriguez, J., Martinez-Vasquez, J. & Santamarina, C. (2009). Strain-rate effects in Mexico City soil. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 135(2), 300-305. Available from: 10.1061/(ASCE(1090-0241(2009)135:2(300) - Dingle H., Humpheson C. and Pillai A. (2017) 3D finite element modelling of the cyclic behaviour of offshore gravity base foundations on sands. Proceedings of the 8th Int. Conf. Offshore Site Investigation and Geotechnics .Society for Underwater Technology, London, UK. - Dobry, R. (2014). Simplified methods in soil dynamics. Soil Dynamics and Earthquake Engineering. 61-62, pp 246- 268. Available from: http://dx.doi. org/10.1016/j.soildyn.2014.02.008 - Ellison K, Almufti I, Masroor A, Koutrouvelis I & Huang Y (2017) A ‘rupture to rafters’ approach using advanced numerical analysis for performance-based earthquake design. Ground motions and site effects: Proceedings of PBD III, Earth-quake Geotechnical Engineering, 16-19 July 2017, Vancouver, Canada. - Fern J, Rohe A, Soga K and Alonso E(2019) The Material Point Method for Geotechnical Engineering:

a practical guide. CRC Press, 420 pp. - Gazetas G (1991) Formulas and charts for impedance of surface and embedded foundations. Jnl Geotechnical Engineering Vol 117:9. pp1363-1381. ASCE. - Gibson RE, Schiffman RL & Pu SL (1970) Plane strain and axially symmetric consolidation of a clay layer on a smooth impervious base. Quart Jnl Mech and Applied Math Vol 23:4 pp 505-520. - Giorgiannou VN, Rampello S & Silvestri F(1991) Static and dynamic measurements of undrained stiffness on natural overconsolidated clays. Proc. 10th ECSMFE, Rotterdam pp 91-95. - Gueguen, P., Bard, P. & Chaves-Garcia, F. J. (2002). Site-city seismic interaction in Mexico City-like environments: An analytical study. Bulletin of the Seismological Society of America. 92:2, 794 – 811. - Hansteen OE (1981) Equivalent Geotechnical Design Storm Report 40007-16. Norwegian Geotechnical Institute. - Hashash YMA, Dashti S, Musgrove M, Gillis K, Walker M, Ellison K & Basarah YI (2018) Influence of tall buildings on seismic response of shallow underground structures. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 1434:12. Available from: https://doi.org/10.1061/(ASCE) GT.19435606.0001963. - Hight DW, Gasparre A, Nishimura S, Minh NA, Jardine RJ & Coop MR (2007) (2007) Characteristics of the London Clay from the Terminal 5 site at Heathrow Airport. Geotechnique 57(1), pp 3-18. - Honjo Y., Kikuchi Y., Shirato M. (2010) Development of the design codes grounded on the performancebased design concept in Japan. Soils and Foundations Vol. 50 No.6 pp 983-1000. - Kausel (2010) Early history of soil structure interaction, Soil Dynamics and Earthquake Engineering Vol 30, No9, pp 822 – 832. - Koutsoftas DC and Fisher J A (1980) Dynamic properties of two marine clays. Journal Geotech-nical Eng. Divn., 106:GT6, pp 645-657, ASCE. - Kutter BL (1992) Dynamic centrifuge modelling of geotechnical structures. TRB record 1336 pp 24 – 30. US Transport Research Board. - Longuet-Higgins, M. S. (1984). Statistical properties of wave groups in a random sea state. Philosophical Transactions of the Royal Society. A(312), 219-250. Available from: http://rsta.royalsocietypublishing.org/ [Accessed 29th January 2018]. - LSTC (2017) LSDyna Keyword User’s Manual R10. Livermore Software Technology Corp., Livermore CA 94551, USA. - Masing G (1926) Eignespannungen und Verfestigung beim Messing (in German) Proc 2nd Int Congress on Applied Mechanics, Zurich CH pp332-335. - McLandrich, S. M., Hashash, Y. M. A. & O’Riordan, N. J. (2013). Networked Geotechnical near real-time monitoring for large urban excavation using multiple wireless sensors. Proceedings of Seventh International conference on Case Histories in Geotechnical Engineering, April 29-4 May 2013, Chicago. Paper number: 1.10c. - Muir Wood D (2004) Geotechnical modelling. Spon Press, Abingdon, Oxon, UK. 488 pp - Musgrove, M., Hashash, Y. M. A., Dashti, S., Walker, M. & Ellison, K. (2017). Centrifuge and numerical modelling of shallow underground structures adjacent

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

50

NOVEMBER 2019

to tall buildings. Proceedings of 16th World Congress on Earthquake, 16WCEE 2017, 9-13 January 2017, Santiago, Chile. Paper number: 1208. - NTC (2017) Normas Tecnicas Complementarias. Gaceta Oficial 15 de diciembre 2017, Sociedad Mexicana de Ingeneria Estructural, A.C., Mexico City(in Spanish) - Nicholson DP, Tse Cm & Penney C (1999) The Observational Method in ground engineering-principles and applications, Report 185, Construction Industry Research and Information Association, London, UK. - O’Riordan N and Almufti I (2015) Seismic stability of braced excavations next to tall buildings Proc ICE Geotechnical Engineering Paper 1300045. http://dx.doi.org/10.1680/geng.13.00045. - O’Riordan N, Almufti I, Lee J, Ellison K, Motamed R (2018a) Site response analysis for dynamic soil-structure interaction and performance-based design. Proc ICE Geotechnical Engineering Paper 1700209 https://doi.org/10.1680/ jgeen.17.00209. - O’Riordan, N.J. & Seaman, J.W. (1993). Optimization of Underbase Drainage Systems for Gravity Structures on Sand. In: Ardus D.A., Clare D., Hill A., Hobbs R., Jardine R.J., Squire J.M. (eds) Offshore Site Investigation and Foundation Behaviour. Advances in Underwater Technology, Ocean Science and Offshore Engineering, Volume 28. Netherlands, Springer, Dordrecht. pp. 417-432. Available from: https://doi.org/10.1007/ 978-94-017-2473-9_21. - Reinoso E and Ordaz M (1999) Spectral ratios for Mexico City from free-field recordings. Earthquake Spectra Vol 15:2 pp 273-295. - Richart FE (1962) Foundation vibrations. Trans ASCE Vol 127. pp 863-898. - Robertson PK, Wride CE, List BR and 30 others (2000) The Canadian Liquefaction Experiment: an over view, summary and conclusions. Canadian Geotechnical Journal Vol 37, pp 499 to 591. - Sartain NJ, Lancelot F, O’Riordan NJ, Sturt R, Storry R & Bounatirou S (2009) Design loading of deep foundations subject to sinkhole hazard. Proc 17th ICSMGE Vol2 pp1267-1270. - Seed HB and Idriss IM (1970) Soil moduli and damping factors for dynamic response analyses. Report EERC 70-10. Earthquake Engineering Center, UC Berkeley. pp 41. - Sheahan, T. C., Ladd, C. C. & Germain, J. T. (1996). Rate-Dependent Undrained Shear Behavior of Saturated Clay. Journal of Geotechnical Engineering. 122(2), 99-108. - Vardanega, P. J. and Bolton, M. D. (2013). Stiffness of clays and silts: normalizing shear modulus and shear strain. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 139(9). Available from: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606. 0000887. - Zhang, J., Andrus, R. D. & Juang, C. H. (2005). Normalized shear modulus and material damping ratio relationships. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 131(4), 453-464. Available from: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2005)131: 4(453). - Zienkiewicz O, Chang C and Bettess P (1980) Drained, undrained, consolidating and dynamic behaviour assumptions in soils. Geotechnique Vol30:4 pp385 395. 쎲


Aron Noordam Geotechnisch adviseur Deltares

Bruno Zuada Coelho Geotechnisch adviseur Deltares

DATA-GEDREVEN METHODES IN GEOTECHNISCHE APPLICATIES Introductie Infrastructuur is wat de hedendaagse maatschappij bij elkaar houdt. Echter, veel infrastructuur is aangelegd in de jaren 60 en 70, en nadert nu het einde van haar levensloop. Bijna 75% van de Nederlandse wegen, bruggen, sluizen en andere infrastructuur dient vóór 2030 vervangen of gerenoveerd te worden [1]. Netwerkmanagers dienen de veiligheid in hun verouderende infrastructuur te kunnen waarborgen, worstelend met prioritering, beoordeling van resterende levensduur, data acquisitie en het maken van beslissingen bij onzekerheden en restricties in het budget. Oplossingen kunnen worden gevonden met een data-gedreven methode. Op dit moment is er een enorme hoeveelheid data dat open en vrij is. In Nederland is sinds 2018 de wet BRO (Basis Registratieondergrond) actief, dit houdt in dat voor overheidsprojecten data uit de BRO gebruikt moet worden, indien data niet beschikbaar is, dient de data door de uitvoerende partij aan de BRO te worden toegevoegd [2]. Verder neemt de hoeveelheid en kwaliteit van remote sensing data toe. De uitdaging ligt in het efficiënt benutten van deze data voor geotechnische toepassingen.

In dit artikel zijn drie onderzoeken beschreven welke gerelateerd zijn aan data-gedreven methodes in geotechnische applicaties. Het overkoepelende doel is om methodes te ontwikkelen of verbeteren welke kunnen helpen in het bepalen van de conditie en degradatie in tijd van infrastructuur, door het combineren van verschillende datasets. De langetermijnvisie is om het gedachtepatroon voor de beoordeling van geo-infrastructuur te veranderen. Dit betekent: het verkrijgen en gebruiken van meer data, gecombineerd met betere modellen. Traditioneel worden model-gedreven methodes gebruikt om geotechnische problemen op te lossen. In dit geval wordt er een model gemaakt, gebaseerd op hoe het fysieke systeem werkt en hoe het faalt. Echter is het correct modelleren van het systeem niet makkelijk, vaak zijn de onderliggende mechanismen niet volledig begrepen. Om de afwezigheid van kennis te compenseren worden vaak modelsimplificaties en assumpties geïntroduceerd, wat leidt tot verschillen tussen het model en het systeem. Met data-gedreven methodes wordt het systeem gemodelleerd aan de hand van data. Dit betekent dat in werkelijkheid aanwezige patronen geïdenti-

ficeerd kunnen worden en niet gesimplificeerd hoeven te worden in modellen. In dit artikel zijn drie data-gedreven methodes beschreven: - Multisensor data-fusion: Multisensor data-fusion is het combineren en analyseren van data uit verschillende bronnen. Data is direct gebruikt om risicovolle locaties in infrastructuur snel te kunnen vinden. Met deze methode worden geen fysieke modellen gebruikt. In dit artikel is beschreven hoe data-fusion is gebruikt om risicovolle gebieden langs een dijksegment in kaart te brengen [3]. - Machine learning: bij machine learning wordt data gebruikt om de nauwkeurigheid van predictiealgoritmes te verbeteren. In dit artikel is beschreven hoe machine learning is gebruikt om bodemopbouw en landdeformatie te voorspellen [4]. - Geostatistische methode: met geostatistische methodes wordt data ruimtelijk geïnterpoleerd. In dit artikel is beschreven hoe er tussen sondeerdata uit de BRO is geïnterpoleerd. Verdere uitleg en de toegevoegde waarde van de data-gedreven methodes wordt in de volgende secties getoond.

Multisensor data-fusion Multisensor data-fusion is het combineren en analyseren van data uit verschillende bronnen, met als doel het verkrijgen van betrouwbaardere resultaten ten opzichte van resultaten verkregen bij het gebruik van data uit één bron. Dit principe is niet nieuw, sinds de oudheid maken mensen en dieren al beslissingen op basis van het combineren van de verschillende zintuigen. Nu er steeds meer data beschikbaar wordt, wordt multisensor datafusion ook relevant in geotechnische applicaties. Waarin verschillende beschikbare datasets optimaal kunnen wordt benut om op een structurele manier op grote schaal risicogebieden te lokaliseren, zonder dat tijdrovende geotechnische modellen opgezet dienen te worden. Data-fusion bestaat op verschillende niveaus. Eén niveau is het combineren van verschillende bronnen die dezelfde eigenschap meten. Denk aan het combineren van grootschalige InSar satelliet hoogtemetingen en nauwkeurige zakbaar hoogtemetingen. Waarbij de combinatie kan resulteren in een nauwkeurig grootschalig tijdsafhankelijk hoogtebeeld. Een ander niveau van data-fusion is het combine-

Figuur 1 – Meest waarschijnlijke WBISOS scenario op sondeerlocaties (links); meest waarschijnlijke WBI-SOS scenario langs het dijksegment (rechts) [3].

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

51

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G In dit artikel verkennen we de mogelijkheden van het toepassen van datagedreven methodes in geotechnische applicaties. Data-fusion, machine learning en een geostatistische methode, zijn toegepast op verschillende voorbeelden om de actuele staat van de infrastructuur te kunnen beoordelen en voorspellen. De data-fusion methode is toegepast op dijkinfrastructuur, hierbij wordt gebruik gemaakt van hoogtemetingen en ondergrondmetingen met variërende nauwkeurigheden in tijd en ruimte, om de veiligheid tegen instabiliteit op grote schaal

ren van kenmerken uit verschillende bronnen. Bijvoorbeeld: met een sondering wordt de conusweerstand en de wrijvingsweerstand gemeten, dit zijn verschillende kenmerken, maar beide zeggen iets over de laagopbouw van de grond. Door het combineren van de conusweerstand en de wrijvingsweerstand kan de grondopbouw met grotere zekerheid bepaald worden ten opzichte van de grondopbouw bepalen uit enkel de conusweerstand of enkel de wrijvingsweerstand. Het combineren van conusweerstand en wrijvingsweerstand wordt al jaren breed toegepast, zo zijn er een tal van classificatiemethodes die de grondopbouw op deze manier bepalen. Vaak stopt hier de bepaling van de bodemopbouw, echter een accurater maar ook grootschaliger beeld van de bodemopbouw kan worden verkregen door de informatie uit de sonderingen op een structurele manier te combineren met lokale metingen uit andere bronnen, zoals waterspanningsmetingen of elektromagnetische metingen.

nauwkeuriger te kunnen voorspellen. Machine learning is toegepast op weginfrastructuur, waarin remote-sensing, ondergrondmetingen en een zettingsmodel worden gecombineerd om een verbeterde zettingspredictie te verkrijgen. De geostatistische methode is toegepast op sonderingsdata, om de onzekerheid in de ondergrondkarakterisatie te verkleinen. De beschreven data-gedreven methodes blijken waardevol te zijn mits voldoende data met hoge kwaliteit beschikbaar is.

rio’s, 40 sonderingen, een InSar dataset (satelliet zakkingsmetingen tussen april 1992 en oktober 2010) en twee AHN datasets van 2011 en 2016 beschikbaar. Deze informatie is gestructureerd met elkaar gecombineerd om risicovolle gebieden, met weinig moeite, zo accuraat mogelijk te lokaliseren.

Hellingsanalyse Met de twee AHN datasets is een hellingsanalyse uitgevoerd langs het segment. De AHN datasets zijn accurate hoogtemetingen met een resolutie van 0.5 x  0.5  m. Met deze datasets zijn op elke halve vierkante meter langs de dijk de hellingshoek en de zakkingssnelheid bepaald. De hellingshoeken en zakkingssnelheden zijn getoetst aan toetswaardes. Met deze methodiek kan lokaal in kaart worden gebracht in welke gebieden veel zakking en/of steile hellingen plaats vinden, ofwel risicovolle gebieden.

Bepaling grondopbouw langs de dijk Casestudy Markermeerdijk Als verkennende casestudy is data-fusion toegepast op segment 13043 langs de Markermeerdijk. Langs het segment zijn er 12 WBI-SOS scena-

Voor de bepaling van de grondopbouw langs de dijk zijn de WBI-SOS scenario’s, sonderingen en de InSar dataset gecombineerd. Als eerste stap is de lithologie, bepaald met de Robertson classi-

ficatie [5] uit de sonderingen, vergeleken met de WBI-SOS scenario’s. Uit de vergelijking volgt het meest waarschijnlijke WBI-SOS scenario op de locatie van de CPT, hierbij is rekening gehouden met onzekerheden in laagdiktes. Vervolgens zijn er relaties gemaakt tussen de zetting over tijd, wat volgt uit de InSar dataset, en de meest waarschijnlijke WBI-SOS scenario’s op de locaties van de sonderingen. Omdat de InSar metingen beschikbaar zijn langs het gehele segment, kunnen de relaties tussen de zettingen over tijd en de WBI-SOS scenario’s gebruikt worden om de grondopbouw te bepalen langs het gehele segment. In figuur 1 zijn de meest waarschijnlijke WBI-SOS scenario’s weergegeven op de sondeerlocaties en langs het dijksegment.

Fuseren hellingsanalyse en grondopbouw Zoals eerder beschreven, zijn risicovolle gebieden met betrekking tot zakking en hellingshoeken gelokaliseerd. Vervolgens is de grondopbouw langs de dijk bepaald en dus kan risicovolle grondopbouw worden gelokaliseerd (bijvoorbeeld grondopbouw met een dik slap lagenpakket). Aan de hand van een beslissingsboom kan er lokaal worden bepaald of het gecombineerde risico aanvaardbaar is. Door de hogere resolutie van resultaten wordt het op deze manier makkelijker voor besluitvormers om versterkingen te prioriteren. In figuur 2 is weergegeven hoe het risico in kaart is gebracht langs het dijksegment. Waarbij hoog risico voor macrostabiliteit is weergegeven met een cluster van donkerblauwe punten. De beschreven multisensor data-fusion methodiek kan verbeterd worden door meer onafhankelijke datasets te betrekken (bijvoorbeeld elektromagnetische datasets) voor de bepaling van risico’s, grondopbouw en bodemverplaatsing.

Machine learning Bij het eerdergenoemde onderzoek zijn de zettingen bepaald aan de hand van InSar satellietmetingen. Moderne InSar metingen hebben een hoge tijdsresolutie en kunnen landdeformaties monitoren

Figuur 2 – Macrostabiliteit risico index voor het gehele dijksegment (links); voor een kleinere sectie van het dijksegment (rechts) [3].

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

52

NOVEMBER 2019


Figuur 3 â&#x20AC;&#x201C; Landdeformatie voor de A4 (mm/jaar): InSar metingen (links), voorspelde met ML (midden), error (rechts) [4].

Figuur 5 â&#x20AC;&#x201C; Overzicht van

Figuur 4 â&#x20AC;&#x201C; Overzicht van

sonderingen in de BRO samen met de geomorfologische kaart.

sonderingen in de BRO.

op millimeterschaal. Echter zijn er altijd gaten in het InSar beeld en is het niet mogelijk om landdeformatie te monitoren op elke locatie. Om deze gaten te dichten kunnen sondering en bijbehorende empirische relaties voor samendrukbaarheid worden gebruikt om landdeformaties te voorspellen. Echter komen de empirische relaties tekort op nauwkeurigheid en geven geen continu ruimtelijk beeld. Om de InSar metingen en de sonderingen optimaal te benutten, zijn deze bronnen gecombineerd met machine learning techniek en om landdeformatie zo nauwkeurig mogelijk te voorspellen.

Casestudy A4 In dit onderzoek is machine learning toegepast op het nieuwgebouwde stuk van de A4 snelweg tussen Delft en Schiedam. Langs het traject zijn er 47 combinaties van sonderingen en boringen beschikbaar waarbij de sondering en de boring op een afstand van 6 meter van elkaar liggen, binnen deze afstand wordt aangenomen dat de grondopbouw gelijk is. Verder is er een dataset beschikbaar met nauwkeurige hoogtemetingen en een

dataset met InSar tijdreeksen.

ning classificatie en de Robertson classificatie.

Bepaling grondopbouw

Tabel 1 Percentage correctie predictie grondopbouw door machine learning en Robertson classificatie [4] Correcte predictie Veen [%] Klei [%] Zand/silt/ grind [%] Machine 51 83 82 learning (SVM) Robertson 36 78 80

Als eerste stap is machine learning (Support Vector Machine Classifier - SVM) gebruikt voor het bepalen van de grondopbouw. Voor deze stap is gebruik gemaakt van de sonderingen en boringen. De boringen zijn gebruikt om het machine learning algoritme te trainen, ofwel de grondopbouw volgend uit de boring wordt aangenomen als waarheid. Het machine learning algoritme kijkt voor elke 2 cm in de diepte hoe de conusweerstand (q c ), en de wrijvingsweerstand (fs ), de totale spanning en de gemiddelde q c , fs , over een afstand van 1 m van het punt in de diepte zich verhouden met het grondtype volgend uit de boring. Nadat het algoritme heeft geleerd uit de boringen, kan de grondopbouw worden bepaald uit enkel een sondering, waarbij de nauwkeurigheid van de machine learning classificatie hoger is dan de nauwkeurigheid van de gebruikelijke Robertson classificatie. In tabel 1 is in percentages genoteerd hoe vaak de predictie van de bodemopbouw correct is, na het toepassen van de machine lear-

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

53

NOVEMBER 2019

Uit tabel 1 blijkt dat vooral het identificeren van veenlagen een stuk nauwkeuriger is bij gebruik van de machine learning classificatie, ten opzichte van de Robertson classificatie.

Bepaling landdeformatie Landdeformatie, bodemdaling en heave zijn net zoals de grondopbouw bepaald met behulp van machine learning (Random Forest). Hierbij is gekeken naar het percentage samendrukbare grond (klei en veen) per meter diepte en er is gekeken naar de toegevoegde of weggehaalde belasting. Het machine learning algoritme leert met lineaire


Figuur 6 – Kriging interpolatie van de conusweerstand op een diepte van 10m.

Geostatistiek met BRO data Sinds begin 2018 is in de BRO (Basisregistratie Ondergrond) geotechnisch onderzoek (met name sonderingen) beschikbaar. Op dit moment zijn er in Nederland meer dan 90.000 sonderingen beschikbaar (zie figuur 4). Dit biedt de kans om data-gedreven technieken toe te passen met BRO data, met name om de ondergrondschematisatie en karakterisatie te verbeteren. Verder, is er vrije en publieke informatie betreft de ondergrond beschikbaar, o.a. de geomorfologische kaart (beschikbaar via pdok [6]). De geomorfologische kaart geeft de landschapsvormen van het aardoppervlak weer en de processen die bij het ontstaan daarvan een rol spelen of hebben gespeeld.

Methodiek

Figuur 7 – Vergelijking tussen Kriging interpolatie en gemeten waardes van de conusweerstand voor twee sonderingen, (a) sondering links boven; (b) sondering midden.

Hoewel er in de BRO veel data aanwezig is, is dit voor een project op een specifieke locatie vaak niet voldoende om risico’s in voldoende mate in kaart te brengen. Dit betekent dat aanvullend grondonderzoek gedaan moet worden (inclusief de bijbehoren kosten). Een aanvullende mogelijkheid om de meerwaarde van de beschikbare BRO data te vergroten is het interpoleren van de beschikbare data. Met het idee om de BRO data te gebruiken om de ondergrond beter te karakteriseren, is er een interpolatieschema ontwikkeld waarbij een geostatistische methode en de geomorfologische kaart van Nederland worden gecombineerd. Voor een specifieke locatie zijn alle sonderingen binnen een invloedstraal gedownload uit de BRO en gecombineerd met de geomorfologische eenheden (figuur 5). Vervolgens is een Kriging-interpolatie methode [7] toegepast, waarmee fictieve sonderingen binnen de invloedstraal (gemiddelde waardes en standaardafwijking) voorspeld kunnen worden.

Casestudy

landdeformatietrends uit InSar satelliet metingen. Hoewel het onderzoek nog loopt, blijkt uit de eerste resultaten dat met behulp van machine learning (zie figuur 3), landdeformatie kan worden voorspeld met een gemiddelde fout van 1.0 mm/jaar (zie figuur 3). Hoewel de gemiddelde fout

klein is, blijven er problemen in het voorspellen van extreme waardes van deformatie. Naar verwachting zijn betere resultaten te behalen door meer data te betrekken, bijvoorbeeld grondwaterstanden en gedetailleerdere informatie betreft externe belastingen.

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

54

NOVEMBER 2019

De genoemde methodiek is toegepast op een locatie in Delft. Binnen het gekozen invloedsgebied zijn 21 sonderingen uit de BRO beschikbaar. Figuur 6 toont de interpolatie van conusweerstanden op een diepte van 10m, waarbij de locaties van de sonderingen zijn gemarkeerd met driehoeken. De sonderingen gebruikt voor validatie zijn omcirkeld. Ter validatie, is er nogmaals geïnterpoleerd waarbij de twee omcirkelde sonderingen niet zijn meegenomen. Vervolgens is op de locatie van deze sonderingen de predictie vergeleken met de werkelijke waarde van de conusweerstand. In figuur 7 zijn de werkelijke waardes van de conusweerstand geplot samen met de Kriging predictie met een 95% betrouwbaarheidsinterval. Figuur 7 toont dat Kriging interpolatie resulteert in een goede predictie van de conusweerstanden. De trend in voorspelde conusweerstandswaardes


komt overeen met de werkelijke waardes. Pieken in de waardes worden echter niet herkend, de resultaten uit de interpolatie zijn in het algemeen wat gladder. Maar de variabiliteit die aanwezig is in de sondering wordt gedekt door de standaardafwijking. Deze techniek kan worden gecombineerd met de eerdergenoemde data-gedreven methodes (datafusion en machine learning), om de ondergrond beter te karakteriseren.

grondopbouw te bepalen en landdeformatie te voorspellen. In het onderzoek is enkel reeds beschikbare data gebruikt. Omdat er geen laboratoriumtesten benodigd zijn en het niet nodig is om geotechnische modellen op te zetten, is het met behulp van machine learning mogelijk om snel en effectief op grote schaal actuele bodemverplaatsingskaarten te maken.

In dit artikel is een overzicht gegeven van hoe datagedreven methodes (multisensor data-fusion; machine learning en geostatistiek metBRO data) gebruikt kunnen worden.

Een geostatistische methode is toegepast op BRO data. Er is aangetoond dat er met behulp van Kriging-interpolatie een beter beeld van de ondergrond verkregen kan worden. Omdat de interpolatie van conusweerstanden uit sonderingen relatief nauwkeurig is, biedt dit kansen om zowel de multisensor data-fusion als de machine learning methodiek te verbeteren.

Multisensor data-fusion is gebruikt om beschikbare geotechnische data en satellietdata op een zo optimaal mogelijke manier te gebruiken om risicovolle gebieden betreft macrostabiliteit langs een dijktraject te lokaliseren. Deze informatie is waardevol voor waterschappen en besluitvormers omdat continue ruimtelijke beoordeling mogelijk wordt, in plaats van de gebruikelijke 2D-beoordeling op een beperkte representatieve doorsnede langs een dijktraject. Machine learning kan worden toegepast om de

Hoewel het gebruik van data-gedreven methodes in geotechnische applicaties nog in een beginstadium is, zijn de resultaten hoopgevend. Om de data-gedreven methodes in praktijk te kunnen brengen verde ris aandacht nodig voor de volgende onderwerpen voor de volgende onderwerpen: - Data kwaliteit. Omdat in de toekomst niet alleen meer data beschikbaar wordt, maar ook de kwaliteit van de data beter wordt, moeten we begrijpen hoe de kwaliteit van de datasets de onzekerheid van het resultaat beinvloedt;

Conclusies

- Data management. Dit moet serieus worden genomen om te zorgen dat data correcte opslag wordt, en dat het herbruikbaarheid van data en standaardisatie van procedures wordt vastgestelde.

Referenties [1] Deltalife, „Geen partij kan dit alleen oplossen,” Interview het Jean-Luc Beguin, Rijkswaterstaat, 2017. [2] BRO, „Basis Registratieondergrond,” [Online]. Available: https://basisregistratieondergrond.nl/. [3] A. Noordam, B. Zuada Coelho, A. Teixeira en A. Venmans, „Data-fusion in geotechnical applications,” in 3rd International Conference on Information Technology in Geo-Engineering, Guimarães, Portugal, 2019. [4] M. Sajadian Jaghargh, „Spatial and Temporal Analysis of Land Deformation Based on Remote Sensing and Subsurface Exploration,” MSc thesis, TUDelft, 2019. [5] P. C. K. Robertson, Guide to Cone Penetration Testing for Geotechnical Engineering, Gregg Drilling & Testing, Inc., 2015. [6] PDOK, „Publieke Dienstverlening Op de Kaart,” [Online]. Available: www.pdok.nl. [7] N. Cressie, „The origins of kriging,” Mathematical geology, vol. 22, nr. 3, pp. 239-252, 1991. 쎲

techniek O NAF HA NKE LIJK VAKBLAD ONAFHANKELIJK V A K BL A D VOOR V OO R HET GE GEOTECHNISCHE O TE CHNISCHE W WERKVELD ERK V ELD

Adverteren in Geotechniek? Ad hoc of op reguliere basis met een aantrekkelijk publiciteitspakket verbonden aan een van de memberships! Informeer naar de mogelijkheden: Uitgeverij Educom info@uitgeverijeducom.nl 010-425 65 44

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

55

NOVEMBER 2019


NVAF: BOUWEN AAN BETROUWBAARHEID Uw partner in de funderingsbranche www.nvaf.nl www.nvaf. www .nvaf.nl

GEOTECHNIEKDAG-SPECIAL 2019

56

NOVEMBER 2019


JAARGANG 23 NUMMER 4 NOVEMBER 2019

kunst O NAF HA NKE LIJK V ONAFHANKELIJK VAKBLAD A K BL A D VO O R GEBRUIKERS VAN VA N VOOR GE OK UNSTST OFFEN GEOKUNSTSTOFFEN

GEOGRID-VERANKERDE DAMWANDEN DEEL 1: VOORBEELDPROJECTEN EN ONDERZOEKSOPZET ONTWERPEN MET DE NIEUWE RICHTLIJN VOOR FUNDERINGSWAPENING


GEOKUNST WORDT MEDE MOGELIJK GEMA AK T DOOR:

Sub-Sponsors

De collectieve leden van de NGO zijn: CDR International BV, Rijssen Cofra B.V., Amsterdam Deltares, Delft Enviro Quality Control BV, Maarssen Fugro NL Land B.V., Leidschendam

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

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

Genap BV, ‘s Heerenberg Geopex Products (Europe) BV, Gouderak GeoTec Solutions BV, Den Dungen. GID Milieutechniek, Velddriel Huesker Synthetic BV, Den Dungen

Mede-ondersteuners TenCate Geosynthetics Netherlands BV Europalaan 206 7559 SC HEengelo service.nl@tencategeo.com www.tencategeo.eu

InfraDelft BV, Delft Juta Holland BV, Oldenmarkt Kiwa NV, Rijswijk Kwast Consult, Houten Low & Bonar, Arnhem Movares Nederland BV, Utrecht Naue GmbH & Co. KG, Espelkamp-Fiestel Prosé Geotechniek BV, Leeuwarden Quality Services BV, Bennekom Robusta BV, Genemuiden Rijkswaterstaat, Utrecht S&P Clever Reinforcement Company Benelux, Aalsmeer Strukton Civiel, Scharwoude Stybenex, Nijmegen

Enviro Quality Control B.V. Daalseweg 1-B 3611 AA Oud-Zuilen Tel. +31 (0)30 244 1404 mail@enviro-quality-control.nl www.eqc.nu

Strukton Civiel Regio West Scharwoude 9 1634 EA Scharwoude Tel. +31 (0)229 54 77 00 info@struktonciviel.com www.strukton.com

T&F Handelsonderneming BV, Oosteinde Ten Cate Geosynthetics Netherlands BV, Nijverdal Tensar International, ’s-Hertogenbosch Terre Armee BV, Waddinxveen Witteveen + Bos, Deventer

EnkaGrid®® & EnkaMat®® EnkaGrid & EnkaMat

Grondwapening en erosiebescherming Grondwapening bij waterkeringenenenerosiebescherming dijkversterkingen bij waterkeringen en dijkversterkingen

Low & Bonar Westervoortsedijk 73, 6827 AV Arnhem | T +31 85 744 1300 lowandbonar.com/civilengineering | civilengineering@lowandbonar.com

GEOKUNST

58

NOVEMBER 2019


VA N D E R E D A C T I E BESTE GEOKUNST LEZERS, Allereerst willen we onze nieuwe collectieve leden RWS en Stybenex van harte welkom heten. We zijn zeer verheugd dat RWS als grootste opdrachtgever van Nederland en Stybenex als branchevereniging van de Nederlandse fabrikanten van EPS nu bij de NGO zijn aangesloten. We zijn verschillende partijen aan het benaderen voor het collectieve lidmaatschap, om de diversiteit van de vereniging te vergroten en de continuïteit te waarborgen. Wilt u aansluiten als collectief lid, neem dan contact op met onze technisch secretaris en bekijk de voordelen van het lidmaatschap op onze website www.ngo.nl. En dan nu over naar de inhoud van deze GeoKunst, het laatste nummer van dit jaar alweer. Er bestaan verschillende verankeringssystemen voor stalen damwanden met ieder zijn eigen voor- en nadelen. Het artikel van Oliver Detert, Arash Lavasan, Joris van den Berg, Piet van Duijnen, Diethard König, Raoul Hölter en Suzanne van Eekelen gaat in op damwandverankering met geogrids. Dit is een relatief nieuwe oplossing waar nog geen eenduidige ontwerpmethode voor beschikbaar is. Om te komen tot meer begrip van de werking van de constructie en uiteindelijk een ontwerpmethode, is een grootschalig onderzoek opgestart. De eerste van een serie artikelen presenteert vier voorbeeldprojecten met geogrid-verankerde damwanden en beschrijft de doelen van het onderzoek. De volgende artikelen gaan in op de resultaten van veldmonitoring, laboratoriumproeven en numerieke analyses. De draagkracht van een wegfundering is van groot belang om, zeker in gebieden met een slappe grondslag, een weg-, terrein- of terminalverharding te kunnen realiseren. Toepassing van een funderingswapening vervaardigd van geokunststoffen is een techniek om een fundering van ongebonden materiaal mechanisch te stabiliseren. Begin vorig jaar is de CROW publicatie C1001 ‘Geokunststoffen als funderingswapening in ongebonden funderingslagen’ uitgekomen. In het artikel van Christ van Gurp en Erik Kwast wordt ingegaan op de ontwerpmethode volgens deze publicatie en wordt aan de hand van een aantal voorbeelden de meerwaarde van toepassing van funderingswapening aangetoond. Veel leesplezier met deze GeoKunst,

Erik Kwast Eindredacteur GeoKunst

COLOFON Geokunst wordt uitgegeven door de Nederlandse Geotextielorganisatie. Het is bedoeld voor beleidsmakers, opdrachtgevers, ontwerpers, aannemers en uitvoerders van werken in de grond-, weg- en waterbouw en de milieutechniek. Geokunst verschijnt vier maal per jaar en wordt op aanvraag toegezonden.

Eindredactie Tekstredactie Redactieraad

Productie

GEOKUNST

E. Kwast J. van Deen A. Bezuijen P. van Duijnen M. Dus̆kov S. van Eekelen P. ter Horst Uitgeverij Educom 59

NOVEMBER 2019

Een abonnement kan worden aangevraagd bij:

Nederlandse Geotextielorganisatie (NGO) info@ngo.nl www.ngo.nl


Dr. Oliver Detert HUESKER Synthetic GmbH, Duitsland

Dr. Arash Lavasan HUESKER Synthetic GmbH, Duitsland

Ir. Joris van den Berg HUESKER Synthetic BV

Ing. Piet van Duijnen GeoTec Solutions

Dr.-Ing Diethard König Ruhr-Universität Bochum, Duitsland

Raoul Hölter, M.Sc. Ruhr-Universität Bochum, Duitsland

Dr. Ir. Suzanne van Eekelen Deltares

GEOGRID-VERANKERDE DAMWANDEN DEEL 1: VOORBEELDPROJECTEN EN ONDERZOEKSOPZET Inleiding Damwanden worden toegepast bij ontgravingen en bij ophogingen. Bij een ontgraving wordt eerst de damwand geïnstalleerd. Daarna wordt er ontgraven tot het eerste verankeringsniveau en worden de stalen ankers geïnstalleerd. Vervolgens wordt er verder gegraven en verankerd totdat de uiteindelijke diepte is bereikt. Bij een damwand voor een ophoging is er een bepaalde hoogte van de ophoging nodig voordat de stalen ankers kunnen worden geïnstalleerd. Dit heeft als nadeel dat de damwand al kan gaan vervormen tijdens het ophogen. Deze initiële vervorming kan onacceptabel groot zijn en dan is een tijdelijke ondersteuning noodzakelijk. Een alternatief bij een damwand voor een ophoging is om de damwand te verankeren met geogrids (Figuur 1). In dat geval worden de geogrids geïnstalleerd en verbonden aan de damwand tijdens het ophogen. Door voor te spannen ontstaat er een trekspanning in het geogrid, en dat reduceert de initiële vervorming van de damwand. Hoe moeten we de geogrid-verankering ontwerpen? Daar is nog geen officiële ontwerpmethode voor beschikbaar. De constructie is vergelijkbaar met grondwapening met een daaraan verankerde stijve voorzetwand, met dit verschil dat hier ook moment kan worden afgedragen naar het ingeklemde deel van de damwand. Hij is ook vergelijkbaar met een verankerde damwand, maar nu wordt op meerdere hoogtes over de volle

Figuur 1 – Een geogrid-verankerde dam-

breedte verankerd. Uitgebreide analytische en numerieke analyses zijn daarom nog noodzakelijk. Het meest conservatieve resultaat uit de analyses wordt gebruikt. Er is dus behoefte aan een duidelijke ontwerpmethode voor geogrid-verankerde damwanden. Daarvoor is het noodzakelijk om eerst goed te begrijpen welke mechanismen een rol spelen. Zijn deze vergelijkbaar met die in de situatie van gewapende grond met een stijve voorzetwand, of met die bij een normale verankerde damwand, of zijn de mechanismen toch net iets anders? Om de mechanismen in kaart te brengen is een groot onderzoek opgezet, waarover we in GeoKunst met een serie artikelen zullen rapporteren. Dit eerste artikel presenteert een viertal casestudies en gaat in op het verschil tussen geogrid- en stalen damwand-verankeringen. Het artikel besluit met een overzicht van de onderzoeksvragen over het geotechnisch gedrag. Op basis hiervan hopen we te komen tot een ontwerpprocedure.

Casestudies Geogrids zijn al meermalen in de praktijk toegepast als tijdelijke en permanente ankerelementen van kerende constructies. In de volgende paragrafen beschrijven we vier casestudies. CASE 1 - TIJDELIJKE BRUG IN ZWITSERLAND

In Domat/Ems, Zwitserland, is in 2006 op een bouwplaats een tijdelijke brug gebouwd. Om

Figuur 2 – Tijdelijke brug in Zwitserland.

wand. GEOKUNST

60

NOVEMBER 2019

ongeveer 600.000 m³ uitgegraven grond af te voeren moesten in zes maanden ongeveer 40.000 74-tons trucks-passages over de brug plaatsvinden. De brug was 10 meter hoog, en bestond uit twee losse rijbanen met een overspanning van 11 meter, met in het midden een steunpunt. De landhoofden van de brug zijn uitgevoerd met behulp van balkenwanden (type: Berliner wand), die ieder waren verankerd met vier dubbele lagen Fortrac® geogrid. De lange-duur treksterkte van het geogrid was 150 tot 220 kN/m. De geogrids waren met I-balken bevestigd aan de damwand en voorgespannen om initiële vervormingen tijdens de constructiefase te beperken. Omdat het om een tijdelijke brug ging, is veel zorg besteed aan de demonteerbaarheid van de brug en de herbruikbaarheid van de bouwmaterialen. Alle materialen zijn na het terugwinnen beproefd en voldoende goed bevonden om ze nog minimaal één keer te kunnen gebruiken in een ander project. Bovendien werden zoveel mogelijk lokale vulmaterialen gebruikt om de kosten te drukken. De geogrids werden voorgespannen met behulp van een kleine sleuf. In figuur 4 is de werkwijze weergegeven. Deze werkte goed, er was slechts een klein beetje voorspanning nodig. Na ingebruikname liet geodetische en visuele inspectie van het geogrid maximaal 10 mm horizontale en verticale deformatie zien, en het landhoofd zelf verplaatste maximaal 5 mm, horizontaal en verticaal.

Figuur 3 – De bouw van de tijdelijke brug in Zwitserland.


SAM E N VAT T I N G is een grootschalig onderzoek opgestart. De eerste van een serie artikelen presenteert vier voorbeeldprojecten met geogrid-verankerde damwanden en beschrijft de doelen van het onderzoek. De volgende artikelen zullen ingaan op de resultaten van veldmonitoring, laboratoriumproeven en numerieke analyses.

Er bestaan verschillende verankeringssystemen voor stalen damwanden met elk hun eigen voor- en nadelen. Een relatief nieuwe methode is een damwand- verankering met geogrids. Een eenduidige ontwerpmethode voor dit alternatief bestaat nog niet, zodat voor ieder ontwerp een uitgebreide numerieke en analytische berekeningen nodig is. Om te komen tot meer begrip van de werking van constructie en uiteindelijk een generieke ontwerpmethode,

Stap 1

Stap 2

Stap 3

Figuur 4 – Opspannen geogrid.

CASE 2 – TIJDELIJKE VERANKERING VAN EEN OUDE DAMWAND BIJ ”HET SPIJKERTJE” IN AMERSFOORT

Dertien jaar geleden is het historische pakhuis ‘De Spijker’ in Amersfoort gesloopt. Op deze markante plek aan de haven wordt nu een nieuw gebouw gerealiseerd op dezelfde locatie, direct naast de Eemhaven. Het nieuwe gebouw wordt straks een bistro ‘t Spijkertje, met uitzicht op de Koppelpoort, de haven, de rivier de Eem en het Eemplein. De oude kade was in de loop van de tijd verschillende keren versterkt en bestond inmiddels uit drie deels vervallen keerconstructies. Vanaf het water naar ‘t Spijkertje waren dat: - een 12 m lange damwand AZ 26, niet verankerd; - een 8 m lange damwand Larssen IIn, 8 m lang, verankerd; - een oude bakstenen kademuur op een fundering van houten palen. Vanwege de aanleg van een kelder voor ‘t Spijkertje moesten de oude bakstenen kademuur en de horizontale ankers over een lengte van circa 22 m worden verwijderd. De buitenste damwand diende tijdens een langdurige bouwfase de grond aan de landzijde te keren en daarvoor was een damwandverankering nodig. Voor de bouw- en gebruiksfase zijn de volgende oplossingen beschouwd. - Horizontale ankers - Door de toekomstige kelder was een horizontale verankering van de damwand onder het gebouw niet mogelijk. - Twee verankeringen aan weerszijden van het souterrain - De belasting zou via een 22 m lange gording naar twee ankers moeten worden overgebracht. Dit zou tot onrealistische gordingafmetingen hebben geleid en zou extreem hoge

ankerkrachten hebben opgeleverd. - Sterk hellende ankers – De ankers zouden op deze wijze onder de kelder door kunnen. De damwand bevond zich dicht bij de toekomstige kelderconstructie, waardoor de vereiste hellingshoek zeer groot zou zijn. Door de grote verticale component zou het draagvermogen van de damwand worden overschreden. - Een derde onverankerde damwand vóór de bestaande damwand. De damwand zou relatief zwaar moeten worden gedimensioneerd. Deze oplossing kwam om economische redenen niet in aanmerking. - Koppeling van de twee bestaande damwanden – Dit betrof een concept waarbij beton tussen de bestaande damwanden werd gestort. Deze verbinding zou een stijve samengestelde kademuur vormen. De oplossing werd niet gekozen vanwege de onzekerheden met betrekking tot de spanningsverdeling en de vervormingen tijdens de verdichting van het beton. - Verbinding tussen de damwand en de kelder - Dit was niet mogelijk omdat de kelder nog niet was gebouwd in deze bouwfase. Uiteindelijk is besloten om voor de periode tot de aanleg van de kelder een tijdelijke geogridverankering van de damwand toe te passen. Na de realisatie van de kelder kon deze verankering weer worden verwijderd en konden damwand en kelder permanent worden verbonden. De damwandverankering bestond uit een geogrid vervaardigd van PVA met een korte-duur treksterkte van 600 kN/m. De verbinding met de damwand bestond uit stalen haarspelden, waardoor een stalen buis werd geschoven (figuur 6). Na de eerste laag geogrid werd een zandlaag aangebracht en verdicht, waarna de teruggeslagen

GEOKUNST

61

NOVEMBER 2019

Figuur 5 – De oude vervallen keerconstructie bij het gesloopte pakhuis De Spijker in Amersfoort.

tweede laag van de geogrid werd teruggelegd. Een overlengte van 0,5 m maakte het mogelijk het bovenste geogrid strak te trekken, met een bak van een mobiele kraan (figuur 5). De tijdelijke geogrid damwand-verankering werd gerealiseerd in twee dagen. De damwand is gedurende de gehele bouwfase niet zichtbaar vervormd. CASE 3 - AUTOBAHN A 20 IN DUITSLAND– PERMANENTE VERANKERING MET GEOGRIDS GEMAAKT VAN ARAMIDE

Voor de nieuwe Autobahn A20 in Duitsland, de zogenaamde Baltic Sea Autobahn, was tussen Sanitz en Tessin een 15 m hoge aardebaan nodig over een tracé van 160 m met extreem slappe grond. Verschillende bouwtechnieken werden overwogen. Het vervangen van de slappe grond ging niet, want het slappe pakket was 15 m dik. Andere traditionele bouwmethoden waren ook moeilijk en extreem duur. Bovendien waren er strenge eisen aan de bouwtijd en de toegestane milieu-effecten. Uiteindelijk is er een gestabiliseerd talud gebouwd. Hiervoor werden twee rijen buispalen van 21 m lang de grond ingetrild met een hart-op-hart afstand van tweemaal de buisdiameter. Tussen de buizen kwamen geotextiel-omhulde kolommen. Samen vormden ze een wand. De machine die


Foto 6 – Een stalen pijp steekt door de haarspelden en bevestigt het geogrid aan de stalen damwandplanken. De bovenste geogrid-

Foto 7 – Borgen met grond en voorspannen van het geogrid door het geogrid over een geul te leggen.

Foto 8 – Verbinding geogrid - damwand.

Foto 9 – Horizontale verankering van stalen buispalen.

Figuur 10 – Werkplatform op stalen buispalen.

Figuur 11 – Dwarsdoorsnede; aanvulling gewapend met geogrid.

GEOKUNST

62

NOVEMBER 2019


de palen installeerde stond op een werkplatform op de reeds geïnstalleerde palen (figuur 10). Bovenaan werden de stalen buizen verbonden met een speciale stalen constructie en horizontaal verankerd met de 28 m lange geogrids. Deze geogrids van aramide hadden een hoge stijfheid, waren flexibel en hadden een korte duur treksterkte van 400 kN/m. De geogrids werden rimpelloos maar zonder voorspanning geïnstalleerd (figuur 9). De rest van de slappe grond tussen palen en toekomstig weglichaam werd vervangen door geschikt vulmateriaal. Daarboven kwam het weglichaam dat bestond uit met geogrid gewapende grond (figuur 11). De figuur laat zien hoe op deze manier in totaal 30 m hoogteverschil werd gekeerd: het 15 m hoge dijklichaam en 15 m de slappe bodem in. Acht maanden na het einde van de bouw werd een horizontale deformatie gemeten van slechts 5 cm, minder dan 0.5% van de aardebaanhoogte (figuur 12) De oplossing met de permanente Aramide geogridverankering was effectief qua kosten en qua tijd. CASE 4 – WINDPARK KRAMMER

Van 2016 tot 2018 zijn 34 windturbines gebouwd rondom de Krammersluizen bij Bruinisse. De windturbines hebben een ashoogte van circa 122 m. Veertien zijn op de strekdammen van het sluizencomplex geplaatst. Om voldoende ruimte te creëren voor de fundering van de mast en de kraanopstelplaats zijn tegen de strekdam 14 grondaanvullingen gerealiseerd. Hiervoor is in het water een korte damwand ingebracht met een inheidiepte van circa 10 m. De ruimte tussen de strekdam en de damwand is aangevuld met zand tot net boven het hoogwaterniveau. De damwand is op drie tot vijf niveaus verankerd met een geogrid.

De geogrid-verankering is om een stalen buis geslagen, die met beugels aan de damwand is gekoppeld (figuur 14). Nadat de grondaanvulling op hoogte is gebracht, zijn de betonnen fundatiepalen voor de windturbine dwars door de geogrid verankering heen aangebracht. Hiervoor zijn eerst gaten voorgeboord door de geogrid-verankering. Tijdens het ontwerp was rekening gehouden met het bijbehorende verlies aan geogrid. De mogelijkheid palen door de geogrid-verankering heen te zetten geeft een geogrid-verankering een uniek voordeel ten opzichte van stalen ankers.

Verschillen tussen damwand-ankers van staal en van geogrid De vier cases tonen de veelzijdige toepassing van geogrids als ankerelementen voor damwanden. Inmiddels zijn in Nederland nog meer damwanden met geogrids verankerd. Voorbeelden zijn diverse hulpbruggen in het project N31 Harlingen, de landtunnel Gaasperdammerweg in Amsterdam en de spoorbaanverbreding bij Utrecht Leidsche Rijn. Uit de vier cases komen een aantal punten naar voren waarin damwand-ankers van staal en van geogrid verschillen:

- De overdracht van de belasting naar de grond gaat over de volle lengte van het geogrid, bij een groutanker gebeurt dat alleen bij het groutlichaam. Dit maakt dat we de sterkte van de grond efficiënter inzetten. - De puntlast van een stalen anker op de damwand kan worden gespreid door een gording toe te passen. Bij geogrid verankering is zo een gording onnodig. - De aansluiting van de geogrids op de damwand wordt uitgevoerd als een scharnier. Dit is flexibeler dan de aansluiting bij stalen ankers. Hierdoor is een geogrid verankering minder gevoelig voor verschilzettingen. - Het gebruik van meerdere geogrids op verschillende hoogtes reduceert het buigend moment in de damwand. - Palen kunnen eenvoudig achteraf achter de damwand worden geïnstalleerd; na voorboren gaan ze zonder problemen dwars door de geogrid-verankering. - Geogrids corroderen niet. Beschouwen we het gehele systeem van een damwand met een geogrid-verankering, dan kan het geogrid een ‘wapenend’ effect hebben op de grond, waardoor de horizontale belasting op de damwand vermindert. Dit effect moet voor de

Figuur 12 – Gemeten deformatie van de stalen buizen-damwand. In kleur de ophoogslagen en de deformatie in de tijd, de dikke rode lijn geeft de deformatie na 183 dagen.

Figuur 13 – Bouwkuip kraanopstelplaats Krammer.

Figuur 14 – Verankering van de geogrids met behulp van buizen.

GEOKUNST

63

NOVEMBER 2019


a

b

c

Figuur 15 – Invloed van de geogrid-lengte op de actieve zone. a. Juist ontwerp geogrid-lengte; b. Geogrids met dezelfde geogrid-lengte; c. Onvoldoende geogrid-lengte.

combinatie damwand/ geogrid-verankering nader worden onderzocht.

Onderzoeksvragen Voor het ontwikkelen van een adequate ontwerpmethode moeten we eerst het gedrag van een geogrid-verankerde damwand goed begrijpen. Daarom is er een onderzoek opgezet, dat gericht is op het beantwoorden van de volgende vragen: HOE BEÏNVLOEDT DE LENGTE VAN DE GEOGRIDS DE ACTIEVE ZONE?

Het geogrid moet lang genoeg zijn om zijn belasting behoorlijk te kunnen overdragen op de grond, zonder risico op het uit de grond trekken van het geogrid. Hierbij moet het geogrid voldoende ver buiten de actieve zone reiken (Figuur 14a). De geogrids beïnvloeden echter de vorm en de grootte van de actieve zone. Zijn twee geogrids even kort en/of te kort, dan kan een actieve zone ontstaan zoals in Figuur 14b of 14c. Deze situatie valt buiten de scope van dit onderzoeksproject. HOE BEÏNVLOEDT DE BOVENBELASTING DE DAMWAND?

Verkeers- of kraanbelasting is 3D van aard en beïnvloedt de vorm en grootte van de actieve zone. Dit verandert de trekkracht-verdeling in de geogrids. De invloed hiervan op de spanningen en vervormingen van de damwand moet worden begrepen. De toename van de verticale belasting vergroot de weerstand tegen het uittrekken van het geogrid, zodat een bovenbelasting mogelijk gunstiger werkt dan bij een traditioneel verankerde damwand. WAT IS DE INVLOED VAN DE BOUWFASE?

Voor iedere bouwfase moet er voldoende inzicht zijn in de spanningsverdeling en het vermogen om bijbehorende buigende momenten op te nemen zonder te veel initiële vervormingen.

vorm van de vervormende damwand. Dit heeft weer invloed op de verdeling van de horizontale belasting op de damwand: er ontstaat boogwerking tussen de geogrids in. De gemiddelde horizontale belasting op de damwand is hiermee anders dan bij een damwand die is verankerd met stalen ankers.

ingebed, zonder dat de damwandverplaatsingen ontoelaatbaar groot worden gedurende de bouwen/of gebruiksfase. Het vinden van de meest economische oplossing is daarmee een uitdaging geworden. Het aantal ankerlagen bepaalt de benodigde inbeddingsdiepte en vice versa.

WAT IS DE INVLOED VAN VOORSPANNING?

HOE GEDRAAGT DE CONSTRUCTIE ZICH

Het biedt voordelen om ieder geogrid-laag voor te spannen vóór verdere aanvulling. Dit steunt de damwand voordat de horizontale belasting uit de aanvulling optreedt. Dit vermindert de initiële vervormingen van de damwand gedurende de uitvoering, maar vergroot de belasting op het geogrid. Door kruip en spanningsrelaxatie zal de voorspanning langzaam afnemen. In zettingsgevoelige gebieden neemt de trekbelasting op het geogrid geleidelijk toe, waarmee mogelijk het effect van spanningsrelaxatie weer teniet wordt gedaan.

BIJ VERSCHILLENDE TOEPASSINGEN?

WELKE STERKTE MOETEN DE GEOGRIDS HEBBEN?

Het doel is om een rekenprocedure te ontwikkelen om de benodigde ontwerp-sterkte van het geogrid te bepalen. Het is nog niet duidelijk of de voorspanning daarbij een uitgangspunt moet zijn, of juist een resultaat van de berekeningen. HET GEOGRID WAPENT DE GROND. HOEVEEL REDUCEERT DAT DE HORIZONTALE BELASTING OP DE DAMWAND?

De geogrids wapenen de grond, en boogwerking tussen de geogrid-lagen reduceert de belasting op de damwand. De buizen waarom het geogrid wordt geslagen hebben een diameter van circa 15 cm, en de afstand tussen de ankerlagen is gemiddeld 1,2 m. Een deel van de horizontale grondbelasting gaat mogelijk rechtstreeks naar de horizontale buizen waardoor de belasting op de damwand verder afneemt. Het is belangrijk om te begrijpen in welke mate dit gebeurt. WAT MOET DE INBEDDINGSDIEPTE

WAT IS DE INVLOED VAN DE GEOGRID-ANKERS

VAN DE DAMWAND ZIJN?

OP DE HORIZONTALE BELASTING OP DE

Een geogrid-verankerde damwand kent minder horizontale belasting, en verplaatst minder dan een damwand met stalen ankers. Dit betekent dat de damwand wellicht minder diep hoeft te worden

DAMWAND?

De damwand wordt op verschillende hoogtes verankerd met een geogrid, en dat beïnvloedt de

Figuur 16 – Boogwerking.

GEOKUNST

64

NOVEMBER 2019

Dit artikel geeft al vier voorbeelden van toepassingen van geogrid-verankerde damwanden. Er zijn er nog meer denkbaar. Verschillende toepassingen kunnen zo hun eigen gevolgen hebben.

Onderzoek Het met geogrids verankeren van damwanden is een recente ontwikkeling waar nog geen duidelijke ontwerpmethode voor beschikbaar is. Om tot een generieke ontwerpmethode te komen is het noodzakelijk om goed te begrijpen welke mechanismen een rol spelen. Voor dit doel is een groot onderzoek opgezet, dat voortbouwt op onderzoeken naar gewapende grond met stijve voorzetwanden en verankerde damwanden. Het onderzoek omvat het monitoren in oude en nieuwe praktijkprojecten, numerieke analyses en modelproeven. In de praktijkprojecten worden verplaatsingen en spanningen gemeten, gedurende zowel de bouw- als de gebruiksfase van de damwanden. Modelproeven in de Deltares modelhal zullen inzicht geven in het gedrag onder verschillende omstandigheden. Met de meetresultaten kunnen we numerieke modellen valideren, om daarna gecompliceerde omstandigheden te analyseren en parameterstudies te doen.

Dankwoord Dit onderzoek wordt medegefinancierd door TKIPPS subsidie van het ministerie van Economische Zaken. De proeven zijn gefinancierd door de betrokken marktpartijen, te weten Deltares, GMB, Gebr. De Koning, Voets Gewapende Grond, Huesker Synthetic B.V. Huesker GmbH en GeoTec Solutions. Bij het vaststellen van de proefopstelling is een significante bijdrage geleverd door de Universiteit van Bochum. 쎲


YOUR KNOWLEDGE PARTNER IN GEOSYNTHETICS

Europalaan 206 7559 SC Hengelo Nederland

+31 (0)546 544 811 geonederland@tencategeo.com www.tencategeo.nl

twitter: @tencate_geo_nl

STERK, ROBUUST EN KOSTENEFFICIËNT

Secugrid® HS Geogrid met hoge treksterkte Toepassingen: • Ophogingen op slappe ondergrond • Gewapende matras voor o.a. paalmatrassytemen • Voorkomen van ongelijkmatige zettingen door aardverschuivingen en ondergrond instabiliteit



Voordelen: • Kortere bouwtijd door snellere consolidatie • Kostenbesparend door optimalisering van het paalstramien • Vergroting van de verkeersveiligheid NAUE GmbH & Co. KG Duitsland Tel.: +49 5743 41-0 info@naue.com - www.naue.com

GEOKUNST

65

NOVEMBER 2019


Ing. E. Kwast Kwast Consult

dr.ir. Christ van Gurp Weetvanwegen

ONTWERPEN MET DE NIEUWE RICHTLIJN VOOR FUNDERINGSWAPENING Inleiding Eind 2017 heeft CROW publicatie C1001 “Geokunststoffen als funderingswapening in ongebonden funderingslagen” uitgebracht. Deze publicatie is een van de laatste producten die onder de paraplu van SBRCURnet zijn ontwikkeld. Met het verdwijnen van SBRCURnet per 1 januari 2018 heeft CROW een aantal activiteiten van SBRCURnet onder haar hoede genomen, waaronder die van de funderingswapening. De publicatie is opgesteld omdat de bestaande kennis van de laatste jaren over meerdere publicaties was versnipperd. Bovendien boden sommige ontwerpmodellen geen mogelijkheden om nieuwe producten en constructieve oplossingen te gebruiken. Verder was het merendeel van de publicaties geotechnisch georiënteerd waardoor de aansluiting met de wegenbouwsector veel problemen kende. Het ontwerp en de aanleg van onderfundering en wegfundering is meestal een zaak van wegenbouwaannemers en daaraan gelieerde ondernemingen. Dit houdt in dat de karakterisering van de stijfheids- en vervormingseigenschappen van een (onder)fundering en funderingswapening in eenheden moet plaatsvinden die kunnen worden gebruikt in de software die in de wegenbouwwereld gangbaar is of dwingend is opgelegd. Deze software laat alleen input in de vorm van stijfheidsmodulus (MPa), laagdikte (mm) en Poissongetal toe. Het gevolg was dat opdrachtgevers, ontwerpers, aannemers en beheerders van weg- en

terreininfrastructuur niet optimaal gebruik konden maken van de mogelijkheden die funderingswapening kan bieden. De nieuwe publicatie heeft als oogmerk handvatten te verschaffen om het effect te bepalen van de meerwaarde van funderingswapening voor onverharde wegen, straatsteenverhardingen en asfaltconstructies.

Funderingswapening ook in onderfundering Funderingswapening is precies wat de naam zegt, versterking van de draagkracht en integriteit van de fundering onder wegverhardingen (figuur 1). Door funderingswapening toe te passen wordt het structurele gedrag van een ongebonden fundering verbeterd. De ontwerper, aannemer of beheerder kan er voor kiezen om minder materiaal toe te passen of juist een langere levensduur te realiseren van de onverharde weg of de met asfalt-, beton- of straatsteen verharde weg. Funderingswapening kan ook worden toegepast als overwogen wordt om met een funderingsmateriaal of lichtgewicht materiaal met niet-optimale stabiliteits- en stijfheidseigenschappen te werken. Bij waterpasserende bestratingen wordt in de fundering mineraal aggregaat gebruikt waarin de fijne fractie ontbreekt of is verwijderd. Dit verbetert de waterdoorlatendheid en -berging van de constructielaag, maar vermindert de verdichtingsmogelijkheden. Funderingswapening kan in deze situaties een helpende hand bieden.

Met funderingswapening wordt niet alleen toepassing van geokunststoffen in de fundering bedoeld, maar ook wapening en mechanische stabilisatie van de onderfundering of zandbaan. De onderfundering (in het Engels: subbase) is de laag die meestal wordt aangebracht tussen de fundering en de ondergrond. Als deze laag uit zand bestaat wordt ook vaak de term aardebaan gebruikt. Bij wegen op maaiveldhoogte gelegen op een draagkrachtige grondslag wordt de onderfundering vaak achterwege gelaten. Bij ophogingen en aanleg van wegen op slappe grondslag is een onderfundering onmisbaar om te kunnen voldoen aan de gangbare eisen aan draagkracht, drainage en weerstand tegen vorst/dooischade. Mechanische stabilisatie van die onderfundering leidt tot verbetering van de toegankelijkheid van het bouwterrein en berijdbaarheid van de onderfundering in de bouwfase.

Weerstand tegen permanente vervorming versus stijfheid Bij onverharde wegen, zowel permanent onverhard als alleen tijdelijk onverhard in de bouwfase van een weg, is de weerstand tegen permanente vervorming het belangrijkste ontwerpcriterium. Voor onverharde wegen wordt gebruik gemaakt van empirische modellen. In de nieuwe richtlijn wordt via empirische modellen bepaald welke funderingsdikte nodig is om de hoeveelheid spoordiepte aan het oppervlak (bovenkant fundering) te beperken. De structurele bijdrage van funderings-

Figuur 1 – Voorbeeld funderingswapening [bron: CUR/CROW C1001].

Figuur 2 – Schematisatie van spanningen in een geocell [bron: CUR/CROW C1001].

GEOKUNST

66

NOVEMBER 2019


SAM E N VAT T I N G te stabiliseren, zodat de interlock tussen de korrels van het materiaal wordt verbeterd, meer lastspreiding naar dieper gelegen lagen optreedt en de draagkracht van de (onder)fundering toeneemt. Dit artikel beschrijft de in SBRCURnet-verband ontwikkelde ontwerpmethode voor funderingswapening en toont aan de hand van een aantal voorbeelden aan welke meerwaarde funderingswapening kan hebben.

De draagkracht van een wegfundering is van groot belang om, zeker in gebieden met een slappe grondslag, een weg-, terrein- of terminalverharding te kunnen realiseren. Tijdens de ontwerplevensduur moet de wegfundering zijn gebruikswaarde behouden zonder overmatig veel onderhoud. Toepassing van een funderingswapening vervaardigd van geokunststoffen is een techniek om een (onder-)fundering van ongebonden mineraal aggregaat mechanisch

Figuur 3 –

wapening wordt verrekend door de bij een product horende modelcoëfficiënten te hanteren of aangepaste modelformules te gebruiken. Jammer genoeg is geen lijst van “verbeterfactoren” beschikbaar van alle op de markt verkrijgbare producten van funderingswapening. Deze verbeterfactoren zijn sterk productafhankelijk, en moeten daarom per product aangetoond worden. Dit artikel beschrijft hoe deze verbeterfactoren bepaald worden. Anders ligt het in het geval van het ontwerpen van wegen met asfaltverhardingen met het in Nederland gangbare ontwerpprogramma OIA. De voornaamste ontwerpcriteria zijn de rek onderin het asfalt en de verticale stuik bovenin de onderfundering en ondergrond. Deze criteria dienen ter borging van het vermoeiingsgedrag van het asfalt en de weerstand tegen permanente vervorming in de onderbouw. Bij toepassing van gebonden funderingen wordt aanvullend gedimensioneerd op vermoeiing en scheurgroei in de gebonden fundering. Ongebonden of zelfbindende funderingen worden in de Nederlandse praktijk in een ontwerpberekening nooit onderzocht op weerstand tegen permanente vervorming vanwege het ontbreken van algemeen geaccepteerde ontwerpmodellen. Om aansluiting met OIA te realiseren is daarom gekozen voor de optie om het verbeterende effect van (onder)funderingswapening in een ontwerpberekening uit te drukken in een verhoogde waarde van de stijfheidsmodulus van de betreffende laag.

Wapenend effect Het wapenende effect van funderingswapening hangt naast de eigenschappen van de geokunststof ook af van het mineraal aggregaat waarin het product wordt toegepast en de constructielaag waarin de funderingswapening wordt toegepast. Resultaten van laboratoriumproeven op het product geokunststof alleen kunnen dus nooit betrouwbare data leveren over het wapenende effect in het veld. Te allen tijde zijn experimentele gegevens benodigd. De meest gebruikte methoden om het wapenende effect van funderingswapening experimenteel te bepalen zijn laboratorium testbakken of proefvakken. Deze proefvakken kunnen zowel in een grote hal zijn aangelegd als buiten in het veld. In alle gevallen moet een herhaalde belasting zijn aangebracht van voldoende grootte om binnen een redelijk tijdstermijn permanente vervorming in de testopstelling of proefvak te

Opsluiting granulair materiaal (interlocking) bij geogrids [bron: CUR/CROW C1001].

Figuur 4 – Voorbeeld relatie MIF en stijfheid van onderbouw en funderingsmateriaal.

kunnen genereren. Het verschil in gedrag van een gewapende en een ongewapende testopstelling of proefvak levert data voor het wapenende effect op. Dit wapenende effect wordt voor asfaltverhardingen uitgedrukt in de support improvement factor (SIF) en modulus improvement factor (MIF). In de ontwerpprocedure van wapening of mechanische stabilisatie van de onderfundering en/of fundering van een asfaltverharding speelt naast deze twee factoren de effectieve werkingshoogte een hoofdrol.

Effectieve werkingshoogte wapening Als onder in de fundering en/of de onderfundering wapening aanwezig is, zal het wapenende effect geleidelijk afnemen met toenemende afstand tot de wapening. Bij geocellen met stijve wanden is het wapenende effect over de hele hoogte van de geocel aanwezig (figuur 2). Daarboven neemt het wapenende effect langzaam af. Voor dit soort geocellen wordt in de ontwerpmethode als

GEOKUNST

67

NOVEMBER 2019

effectieve hoogte de hoogte van de geocel gehanteerd plus twee centimeter, om het effect van het mineraal aggregaat dat boven de geocel uitsteekt te verdisconteren. Bij geocellen met flexibele wanden strekt het volledige wapenende effect zich meestal uit over de totale hoogte van de geocel minus de bovenste centimeter. In de zone direct boven de geocel is het wapenende effect in geringere mate aanwezig. Deze zone wordt in de ontwerpberekeningen als ongewapend beschouwd. Bij 2D-vormgegeven funderingswapening zoals geogrids (figuur 3) is het wapenende effect afhankelijk van de geokunststof om granulaire korrels erboven op hun plaats te houden (interlocking). In een granulair materiaal is gewoonlijk het volledige wapenende effect aanwezig vanaf de funderingswapening tot op een hoogte van twee- tot driemaal de grootste korreldiameter van het mineraal aggregaat. Daarboven neemt de opsluiting langzaam af en op een afstand van vier- tot vijfmaal


Figuur 5 – Verbetering lastspreiding door hooggelegen funderingswapening [bron: CUR/CROW C1001]. Figuur 6 – Verbetering lastspreiding door hooggelegen funderingswapening [bron: CUR/CROW C1001].

de maximale korreldiameter vanaf een flexibel geogrid zal de wapenende werking niet meer aantoonbaar of aanwezig zijn. Voor vormvaste geogrids zal deze zone dikker zijn. In de ontwerpprocedure wordt de effectieve werkingshoogte geschematiseerd tot een equivalente hoogte waarover 100% wapenend effect verondersteld wordt. Voor het daarboven gelegen deel van de constructielaag wordt ervan uitgegaan dat de wapening geen invloed heeft.

Modulus Improvement Factor MIF De MIF is de factor waarmee de stijfheidsmodulus van een ongebonden mineraal aggregaat over de effectieve hoogte van de combinatie mineraal aggregaat en funderingswapening in een ontwerpberekening mag worden vermenigvuldigd. Bij sommige wapeningsproducten heeft MIF een vaste waarde, bij andere producten is de waarde van MIF afhankelijk van de stijfheid van het mineraal aggregaat van de betreffende laag en de stijfheid van de onderliggende lagen. Een wapeningsproduct is over het algemeen relatief effectiever bij toepassing met een mineraal aggregaat met lage stijfheid dan bij een hoge stijfheid. Figuur 4 illustreert voor een voorbeeldproduct dat voor een ondergrond met een stijfheid van 40 MPa en een fundering met een gemiddelde ongewapende stijfheid van 110 MPa MIF = 3,6 (let op: elk wapeningsproduct heeft zijn eigen MIFgrafiek). De maximale stijfheidsmodulus van het gewapende deel van de fundering wordt daarmee 3,6 x 110 ≈ 400 MPa.

Support Improvement Factor SIF Austroads [2008] maar ook andere bronnen hebben laten zien dat er grenzen zijn aan de stijfheid van een ongebonden granulaire constructielaag en dat die grenzen afhankelijk zijn van de

laagdikte van de laag en de stijfheid van het medium waarop de granulaire laag ligt. Bij de Shell-ontwerpmethode bijvoorbeeld wordt de stijfheid van een ongebonden granulaire laag begrensd tot maximaal viermaal die van het onderliggende medium. Ditzelfde principe geldt ook voor granulaire lagen met funderingswapening. De relatieve stijfheidstoename zal weliswaar groter zijn dan bij toepassing van een ongewapende granulaire laag vanwege de extra lastspreiding door het balkeffect (zie figuur 5), maar ook hier zijn er grenzen. De maximale verbeterfactor van de gewapende laag ten opzichte van de onderliggende laag wordt aangeduid met Support Improvement Factor (SIF). Voor de meeste wapeningsproducten geldt dat de waarde van SIF onafhankelijk is van de stijfheid van het onderliggende medium. Doorgaans wordt een waarde van SIF = 5 gebruikt; voor sommige geocellen met stijve wanden wordt SIF = 7,6 gehanteerd. Als voor het voorbeeld uit Figuur 4 SIF = 5 zou zijn, dan houdt dit in dat de stijfheid van de gewapende laag maximaal 5 x 40 = 200 MPa mag bedragen in de ontwerpberekening. De waarde van 200 MPa is kleiner dan de 400 MPa die volgt uit de toepassing van MIF en is daarmee maatgevend. De stijfheid van de gewapende laag in de ontwerpberekening wordt dus beperkt op 200 MPa.

Hoogteligging funderingswapening De optimale hoogteligging van de (onder)funderingswapening hangt sterk af van de lokale omstandigheden. Soms is het wenselijk om de funderingswapening diep in de constructie aan te leggen om vanaf die diepte de draagkracht op te bouwen. Door de realisatie van een klankbodem ontstaat de mogelijkheid om de resterende lagen gemakkelijker aan te brengen en kwalitatief goed te verdichten. Soms is het effectiever om de wapening juist hoog in de constructie aan te brengen

GEOKUNST

68

NOVEMBER 2019

om op die hoogte voldoende stijfheid te hebben. Hoe stijver een bepaalde laag is, hoe meer spanningen die laag naar zich toe kan trekken. Onder verkeersbelasting zijn de spanningen boven in de constructie altijd hoger dan dieper in de constructie. Vanuit dat punt bezien zou een ondiepe aanleg van de funderingswapening meer voor de hand liggen. De volgende alinea toont een toepassingsvoorbeeld. Meer toepassingsvoorbeelden worden in de CUR/CROW-publicatie C1001 getoond.

Funderingswapening in asfaltverharding In een gebied met een ondergrond van siltige klei wil een wegbeheerder een asfaltweg laten aanleggen. De laagdikte van de asfaltlagen bedraagt 110 mm. Voor de fundering heeft hij de voorkeur voor een ongebonden funderingsmateriaal, omdat dit materiaal ongelijkmatige zettingen van de ondergrond gemakkelijker kan volgen dan een gebonden funderingsmateriaal. Het linker deel van Figuur 6 toont een traditioneel ontwerp (“Basis”). Daarnaast zijn drie varianten met funderingswapening afgebeeld, waarbij de ontwerpdikte van het asfalt gehandhaafd blijft. De varianten zijn: 1. Wapening fundering met vormvast geogrid (SIF = 5,0; MIF = 2,0 met effectieve werkingshoogte van 125 mm) en zandbed ongewapend. 2. Wapening van een 200 mm dik zandbed met 150 mm hoge geocel met stijve celwanden (SIF = 7,6; MIF = 3,4 met effectieve werkingshoogte van 170 mm) en fundering ongewapend. 3. Vervanging fundering en zandbed door 250 mm bims gewapend met 150 mm hoge geocel met stijve celwanden (SIF = 7,6; MIF = 3,4 met effectieve werkingshoogte van 170 mm). De in de figuur 6 getoonde waarden voor de laagdikte en stijfheidsmodulus voor de met geocellen gewapende lagen gelden voor de gehele hoogte van de constructielaag. De stijfheidsmodulus is dus


een equivalente modulus voor het gewapende plus het ongewapende deel van de laag. Figuur 6 toont de minimaal benodigde laagopbouw om redenen van draagkracht. In het voorbeeld wordt voorbij gegaan aan aanvullende eisen, zoals drooglegging en vorstindringingsdiepte. Figuur 6 toont in het simpele voorbeeld aan dat funderingswapening resulteert in een dunnere laagopbouw van de wegconstructie. Dat is vooral in gebieden met een slappe grondslag nuttig. Als aangenomen wordt dat de kruinhoogte van de weg op 0,35 m boven maaiveld komt te liggen, kan worden bepaald welke gewichtstoename de bouw van elke variant met zich meebrengt. Tabel 1 toont in de bovenste rij het totale gewicht van de wegconstructie. De tweede rij bevat het gewicht van de grond die ontgraven moet worden voor de aanleg van de weg. De laatste rij is het verschil tussen de twee gewichten en dus de netto toename van het gewicht dat op de lokale grondslag wordt uitgeoefend. Het netto gewicht van variant 3 is 2,5 keer kleiner dan dat van de basisvariant. Dit houdt in dat de hoeveelheid zetting en nog belangrijker het zettingsverschil in dezelfde mate kleiner zullen zijn. Funderingswapening draagt dus niet alleen bij aan verhoging van de draagkracht en de lastspreiding maar is ook een effectief middel om de hoeveelheid zetting te reduceren en duurzame langsvlakheid te garanderen.

Funderingswapening in straatsteenverhardingen De bepaling van het wapenende effect van funderingswapening in straatsteenverhardingen met een ongebonden fundering gaat volgens dezelfde principes als bij een onverharde weg. In beide gevallen is namelijk spoorvorming het maatgevende ontwerpcriterium. Bij de straatsteenverharding zorgen de straatsteenelementen voor lastspreiding, waardoor de ontwikkeling van de

Tabel 1: Vergelijking gewichtstoename varianten Basis Variant 1 Gewicht wegconstructie (kN/m2) Gewicht ontgraven grond (kN/m2) Gewicht netto toename (kN/m2)

17,9 7,7 10,2

permanente vervorming bij straatsteenverhardingen langzamer zal gaan dan bij onverharde wegen met dezelfde opbouw. Voor straatsteenverhardingen met funderingswapening wordt in de nieuwe richtlijn de volgende aanpak gehanteerd: - bereken in de situatie van een onverharde weg zonder funderingswapening de benodigde funderingsdikte voor de te verwachten verkeersbelasting en de toelaatbare waarde voor de spoordiepte aan het wegoppervlak; - maak eenzelfde berekening voor de situatie waarin funderingswapening in de onverharde weg is aangebracht; - bereken de verhouding van de funderingsdikte gewapend en ongewapend (= reductiefactor A); - bereken voor de straatsteenverharding zonder funderingswapening de benodigde funderingsdikte. In de nieuwe richtlijn wordt deze dikte berekend op basis van een onverharde weg (zie stap 1) en data over de toegepaste straatstenen. - vermenigvuldiging van de funderingsdikte uit de vorige stap met de reductiefactor A levert de funderingsdikte van de gewapende straatsteenverharding op.

Wapening van zelfbindende funderingsmaterialen Menggranulaat, hydraulisch menggranulaat en betongranulaat zijn de meest gebruikte wegfunderingsmaterialen in Nederland. Al deze materialen zijn zelfbindend. Dat wil zeggen dat de stijfheid in de tijd toeneemt zonder dat een specifiek bindmiddel zoals cement of (schuim)bitumen is toegevoegd. In wegontwerpen van asfaltver-

Éven weg van bits en bites...

Variant 2

Variant 3

9,5 1,7 7,8

4,2 0,2 4,0

12,8 3,9 8,9

hardingen wordt doorgaans met stijfheidsmoduli van 400 MPa - 600 MPa gerekend. Deze stijfheden zijn niet vanaf het moment van aanleg aanwezig. De gebruikte steenmengsels zijn samengesteld uit een of meerdere componenten met zelfbindende eigenschappen (latent hydraulisch). De mate waarin de zelfbinding tot stand komt is o.a. afhankelijk van de doorbuiging die het materiaal ondergaat onder verkeersbelasting en het aantal contactvlakken tussen de korrels van het mineraal aggregaat. Op wegen op een slappe grondslag zal de fundering meer doorbuigen dan bij een weg op een meer draagkrachtige ondergrond. Daarom bestaat in deze situaties de kans dat in de bouwfase een zelfbindend funderingsmateriaal zijn ontwerpstijfheid niet haalt, omdat de verkitting van korrels telkens worden verbroken door te grote doorbuigingen ten gevolge van passerende vrachtwagens. Funderingswapening onder in de fundering zorgt voor een betere opsluiting en dus minder beweging van de mineraalkorrels. Hierdoor wordt de kans vergroot dat de fundering in de gebruiksfase conform de eisen zal functioneren ondanks dat de rol van de funderingswapening dan al een stuk kleiner is geworden.

Referenties - Austroads (2008), Guide to pavement technology Part 2: Pavement structural design, Publication AGPT02/10, Sydney. - CUR/CROW (december 2017), Geokunststoffen als funderingswapening in ongebonden funderingslagen, publicatie C1001, Ede. 쎲

Het zijn digitale tijden, maar velen willen gewoon papier in handen hebben. Een relatiemagazine is zeer effectief als marketinginstrument, het ultieme visitekaartje voor uw onderneming. Wek vertrouwen, claim autoriteit binnen uw vakgebied, creëer bedrijfsherkenning, loyaliteit en binding bij al uw relaties.

Uitgeverij Educom (o.a. Geotechniek/Geokunst) is dé partij om mee in zee te gaan. Zij regelt van idee tot en met verspreiding. Biedt uw magazine digitaal aan en plaats het op uw website. Informeer naar de talloze mogelijkheden via: info@uitgeverijeducom.nl

www.uitgeverijeducom.nl

GEOKUNST

69

NOVEMBER 2019


OOMS-VOEG

Kwaliteit met zeker zekerheid heid

Toepassing T To o oepassing van de Ooms-voeg bij bruggen, viaducten en tunnels voordelen heeft voor delen voor beheerder, beheer der, gebruiker en omwonende. De eerste voeg is toegepast in 2003 op de A50 en de be-techniek heeft zich be andere wezen op tal van ander e plaatsen in Nederland.

editatie Geaccr editeerd sinds 2005 door de Raad voor Accr Geaccrediteerd Accreditatie als type A onafhankelijke inspectie-instelling op basis van de en 7020, RvA A registratie registratie I188 voor het uitvoer NEN-ISO/IEC 17020, uitvoeren van inspecties bij: ‡Aanleg ‡

van onder onder-- en bovenafdichtingen van stortplaatsen

‡Aanleg ‡

van een werk waarin IBC-bouwstof wor dt toegepast wordt

protocol AS6901 voor protocol ijdens ‡T ‡ Tijdens

de gebr uiksfase van een IBC-werk voor pr otocol gebruiksfase protocol

AS6902

• Reductie van geluid en trillin trillin-gen geeft comfort en minder omgevingshinder • Geen spoorvorming maakt het wegdek veilig kosteneffectiviteit • Hoge kostenef fectiviteit doordat door dat onderhoud niet nodig is

‡/HYHQVGXXURQGHU]RHNRSNXQVWVWRͿ ‡ /HYHQVGXXURQGHU]RHNRSNXQVWVWRͿROLHHQODVYHUELQGLQJHQ ROLHHQODVYHUELQGLQJHQ

Inspectie in het werk

Meer informatie: www.ooms.nl/specialismen www .ooms.nl/specialismen www.struktonciviel.nl www .struktonciviel.nl

Testen Testen e op het werk

Beproeven in het laboratorium

www.eqc.nl www.eqc.nl

+31 30 244 1404

De Vries Titan Uw ervaren partner op het gebied van Verankeringsen Funderingstechnieken! Voor al onze specialisaties bekijk onze website: www.devriestitan.nl

www.devriestitan.nl

TITAN TIT TA N GEOKUNST

70

NOVEMBER 2019


GEVOEL VOOR FUNDERINGSTECHNIEK Geobest is dé ontwerppartner op het gebied van alle Funderingstechnieken. Naast theoretische NHQQLV YDQ GH WHFKQLHNHQ HQ YDQ JHDYDQFHHUGH EHUHNHQLQJVPHWKRGHQ LV RRN RQ]H VSHFLʐHNH ervaring met de uitvoering een belangrijke meerwaarde. Zo vormen wij de ideale koppeling tussen theorie en praktijk. info@geobest.nl

Het ontwerp van iedere fundering is bij ons in vertrouwde handen!

GEOKUNST

71

NOVEMBER 2019

www.geobest.nl


Website Vakblad Geotech Nu alle edities online te lezen! Gemakkelijk artikelen terugvinden met de zoekmachine! Plaats in GEO+ pdf-publicaties in hoge resolutie, inclusief uw logo. Wilt u uw doelgroep direct en beter bereiken? Vacatures plaatsen? Wordt Member! Vraag naar de mogelijkheden via info@uitgeverijeducom.nl


niek vernieuwd! www.vakbladgeotechniek.nl

GEOKUNST

73

NOVEMBER 2019


e iin n oking fo ew challeng Are yyou looking forr a n new challenge ou lo professional environment? environment ? an innovative innovative professional th mo tivated Do wantt to work wi with motivated Do yyou ou wan rom all over over the the w orld? colleagues world? colleagues ffrom ea re p roud to to At F Fugro, we are proud ugro, w geo-intelligence assett int integrity egrity geo-intelligence and asse d safe and that ccontribute ontribute tto o a saf e an ssolutions olutions that liveable world. orld. liv eable w Fugro international organisation ternational o rganisation F ugro is an in e with career opportunities the reer oppo rtunities in th wi th many ca Netherlands abroad. N etherlands and abroad. formation, pl ease For information, please F or more in website: vvisit isit our website:

F Fugro ugro www.fugro.com www.fugro.com

GEOKUNST

74

NOVEMBER 2019


S O E T A E R T. B E

SOLIDITEIT EN STABILITEIT WAAROP JE KAN BOUWEN!

Soetaert-Soiltech is expert in beschoeiings- en funderingstechnieken met jarenlange ervaring in grondverbeteringstechnieken zoals paal- en putfunderingen, al dan niet gecementeerde grindkernen, smalle bentonietwanden, waterremmende wanden; alsook in beschoeiingstechnieken zoals Berliner-, dam of palenwanden, en in de bouw van grote water- en grondkeringen van op land of vanaf pontons op het water. Soetaert-Soiltech beschikt over het nodige materieel en de knowhow om uw project op een solide basis tot een goed einde te brengen.

FOTO: INSTALLATIE VAN MV-PALEN IN DE HAVEN VAN ANTWERPEN

GEOKUNST

75

NOVEMBER 2019


Profile for Uitgeverij Educom

Geotechniek november 2019  

Jaargang 23 nummer 4 november 2019. Onafhankelijk vakblad voor het Geotechnische werkveld

Geotechniek november 2019  

Jaargang 23 nummer 4 november 2019. Onafhankelijk vakblad voor het Geotechnische werkveld

Advertisement