__MAIN_TEXT__

Page 1

JAARGANG 23

NUMMER 2

JUNI 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

SOFTENING BIJ ANKERPALEN, VAN VERVORMING NAAR DRAAGKRACHT(REDUCTIE) MATERIAL POINT METHOD VOOR GROTE VERVORMINGEN IN GEOTECHNIEK FUNDEREN IN AMSTERDAM DE MYTHE VAN DE ZAKKENDE 1 e ZANDLAAG STOWA - HANDREIKING ‘KRAANOPSTELPLAATSEN BIJ BOUW WINDTURBINES’ GEOCHEMIE VAN WATERGLASINJECTIES

Waarin W aar a riin opgenomen

GEO G EO kunst GEO G EO kunst Waarin Waaarriin opgenomen


GEOTECHNIEK

2

JUNI 2019


INHOUD COLUMN 16

– V R A AG & A N T W O O R D 2 3

8 GEOCHEMIE VAN WATERGLASINJECTIES T SWEIJEN / N HARTOG / G. WINTERS / J.K. HAASNOOT / A.E.C. VAN DER STOEL

18 STOWA - HANDREIKING ‘KRAANOPSTELPLAATSEN BIJ DE BOUW VAN WINDTURBINES’ MARK PETER ROODUIJN / ERIK DEN AREND

24 SOFTENING BIJ ANKERPALEN, VAN VERVORMING NAAR DRAAGKRACHT(REDUCTIE) TOM LAUMEN / JAVIER SALAZAR RIVERA / JAAP CROMWIJK

28

FUNDEREN IN AMSTERDAM DE MYTHE VAN DE ZAKKENDE 1 e ZANDLAAG HERMAN KEIJER / FRANS SEIGNETTE

32 DE MATERIAL POINT METHOD VOOR GROTE VERVORMINGEN IN DE GEOTECHNIEK EEN INTRODUCTIE ALEXANDER ROHE / JURJEN VAN DEEN / PHUONG NGUYEN

GEO k u n s t

43 EXCURSIE NAAR HET WINDPARK WIERINGERMEER EN INTRODUCTIE PUBLICATIE‘KRAANOPSTELPLAATSEN’ (DEEL 2) PAUL TER HORST

48

KLIMAATVERANDERING EN WEERSEXTREMEN: TOEPASSING VAN GEOKUNSTSTOFFEN BIJ WATERKERINGEN EN KUSTVERDEDIGING (DEEL 1) ADAM BEZUIJEN / KEES DORST / RIJK GERRITSEN

GEOTECHNIEK

3

JUNI 2019


MEMBERS EXECUTIVE GOLD MEMBERS

GOLD MEMBERS

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

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

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

Boussinesqweg 1 2629 HV Delft Tel. 0031 (0)88 335 82 73 www..delta .de re es.nl

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

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

BV BV HuesHuesker ker Synthetic Kievitsven Het Schild 108 39 V4 5249EB JK Rosmalen 5275 Den Dungen Tel. 73 202 Tel.0031 0031(0) (0)88 59400 0070 50 www.huesker.nl www.hues .hu . ker..nl

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

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

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

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

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

www..d dywidag-systems.com

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

voorbij funderingstechniek

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

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

GEOTECHNIEK

4

JUNI 2019


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

Business units: DIMCO / de Vries & van de Wiel / GeoSea Balla st Nedam Engineering Haven51, 1025 - Scheldedijk Ringwade 3439 LM Nieuw30 egein B-2070 Zwijndrecht Postbus 1555, 3430 BN Nieuwegein 0032 3 250 1100 Tel.Tel. 0031 (0)30 2855240 www.deme-group.com ww w.ballast-nedam.nl .

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

’t Hek Groep Topcon Van Positioning Netherlands 88 14 DePostbus Kronkels Middenbeemster 37521462 LM ZH Bunscho ten-Spakenburg Tel.0031 0031 33 299 39 Tel. (0)299 31 29 30 20 wwwwww.vanthek.nl .topconpositioning.nl

Funderingstechnieken BV Topcon Positioning Verstraeten Netherlands Brugsevaart De Kronkels 614 Postbus 55 4500 tAB Oostburg 3752 LM Bunscho en-Spa kenburg Tel.0031 0031 33 299 39 Tel. (0)117 45 29 75 75 wwwwww.fundex.nl .topconpositioning.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 BAM Infraconsult bv H.J. Nederhorststraat 1 2801 SC Gouda Tel. 0031 (0)182 59 05 10 www.baminfraconsult.nl BAUER Funderingstechniek Rendementsweg 15 3641 SK Mijdrecht Tel. 0031 (0)297 231 150 www.bauernl.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 CRUX P.de Medinalaan 3-c 1086 XK Amsterdam Tel. 0031 (0)20 494 30 70 www.cruxbv.nl Geobest BV Marconiweg 2 4131 PD Vianen Tel. 0031 (0)85 489 01 40 www.geobest.nl Geomet Powered by ABO-Group Curieweg 19 2408 BZ Alphen a/d Rijn Tel. 0031 (0)172 449 822 www.abo-group.eu

GEOTECHNIEK

5

JUNI 2019

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


COLOFON Uitgever/bladmanager Uitgeverij Educom Diederiks, R.P.H.

G EOT EC H N I E K J U N I 2 0 1 9 JA A R GA N G 2 3 N U M M E R 2 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.

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.

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. Steenbergen, ir. G.J.A.M. Storteboom, O. Velde, ing. E. van der 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. Juni 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

GEOTECHNIEK

6

JUNI 2019


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 o our Project P Project in Safe Safe Hands

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

GEOTECHNIEK

7

JUNI 2019


dr. T. Sweijen CRUX Engineering Universiteit Utrecht

dr. N. Hartog Universiteit Utrecht KWR Watercycle Research Institute

drs. G. Winters CRUX Engineering

ir. J.K. Haasnoot CRUX Engineering

dr. ir. A.E.C. van der Stoel CRUX Engineering Hogeschool van Amsterdam

GEOCHEMIE VAN WATERGLASINJECTIES Introductie Waterglas wordt in de civiele techniek toegepast bij bodeminjectie voor het creëren van tijdelijk waterremmende lagen of als (permanente) versterking van grondconstructies. Het gebruik van waterglas wordt steeds aantrekkelijker voor nieuwbouwprojecten, vanwege de lage kosten in vergelijking met onderwaterbeton en de significant kleinere omgevingsinvloeden in vergelijking met spanningsbemaling. Gezien de ‘drukte’ in de stedelijke bodem, met name in relatie tot ondergrondse energieopslag (WKO’s) wordt het steeds belangrijker om de efficiëntie van de waterglasinjectie te vergroten en de beïnvloeding van de ondergrond te monitoren en zoveel mogelijk te verminderen. Vanuit de civiele techniek is in het recente verleden met name aandacht besteed aan de sterkte-eigenschappen van waterglas en de praktische aspecten van bodeminjectie. De chemische reacties bij de vorming en uiteindelijke degeneratie van de waterglasgel en de rol van de interactie met het grondwater en de bodembestanddelen zijn daarbij echter grotendeels onderbelicht gebleven. Inzich-

ten hierin kunnen echter duidelijkheid geven over de werking en risico’s bij de toepassing van waterglas en harders onder verschillende bodem- en bemalingscondities. In dit artikel wordt daarom de (geo)chemische kant van waterglasinjectie nader uiteengezet. Dit artikel is het derde artikel in een serie van drie over de toepassing van waterglas in het Vakblad Geotechniek [1][2].

Wat is waterglas? Waterglas is een oplossing van silica (SiO2) met natronloog (NaOH) dat in enige mate verdund is met water. Door de aanwezigheid van natronloog is de pH1 hoog, waardoor de silica in oplossing blijft en het waterglas injecteerbaar is.

Oplosbaarheid silica Een essentieel aspect van waterglas is de hoeveelheid silica dat opgelost kan blijven in water. Bij een neutrale pH is de oplosbaarheid van (amorfe) silica ca. 0,1 à 0,2 g/l (zie figuur 1). De oplosbaarheid van silica neemt toe met temperatuur, maar loopt veel sterker op met afnemende zuurgraad (hogere pH, figuur 2). Boven een pH van 9 à 10 kan silica veel

Figuur 1 – Oplosbaarheid van amorfe SiO2 in water [4]; ter info: 100 ppm = 10-2 wt% ≈ 0,1 g/L.

makkelijker in oplossing blijven. Commercieel beschikbaar waterglas met hoge pH heeft een silica concentratie van ca. 200 à 300 g/l (een factor 1000 hoger dan onder een neutrale pH); deze concentratie wordt gehaald omdat waterglas industrieel geproduceerd wordt.

Polymeer vorming tijdens condensatie De opgeloste silica in waterglas kan geleren (en uiteindelijk neerslaan) als gevolg van een daling in de pH. Een verbinding van silicium kationen (Si4+) met hydroxides (OH-) is namelijk alleen stabiel bij een specifieke pH. Als de pH omlaag gaat, zal de vorming van silicapolymeren optreden [3]. Gedurende de polymeervorming zullen silicium kationen met elkaar verbonden worden via oxides (O2-). De verbinding van Si4+ met O2- is een stabiele verbinding. In figuur 2 is te zien hoe een individuele Si (OH)4 molecuul zich verbindt met verschillende andere Si(OH)4 moleculen om zo een polymeer te vormen. Als voldoende moleculen zich aan elkaar binden kan het polymeer groeien en zichtbaar worden. Het polymeer kan een individuele korrel (ofwel colloïde vormen) vormen of het kan groeien aan de bodem (bijv. aan silica van zand zoals weergegeven in figuur 3). Polymeervorming resulteert in gelering van de waterglasoplossing. De mate van polymeervorming is dan ook bepalend voor de kwaliteit van een gel. Om de polymeervorming te kwantificeren kan gekeken worden naar de gemiddelde hoeveelheid oxide verbindingen per siliciumatoom. Silicium heeft 4 positief geladen posities die alle een aparte verbinding met een oxide kunnen maken. Als alle 4 posities zijn ingenomen door een oxide, spreken we van Q4. Als er slechts 3 verbindingen met oxides zijn, dan spreken we van Q3. Uiteindelijk wordt siliciumhydroxide weergegeven als Q0 (zie figuur 4). In principe geldt dat hoe hoger de graad van verbindingen met oxides, des te sterker de uiteindelijke gel en/of vaste silica. Q0 heeft geen sterkte/structuur (het is immers opgelost) terwijl Q4 sterk is en structuur heeft (het is dan een vast amorf mineraal). Gel kan gevormd worden als de vloeistof voldoende ionisch is, dat wil zeggen voldoende opgeloste stoffen aanwezig zijn per volume water. Hierbij geldt dat een stevige gel verkregen kan worden als er ook complexen/polymeren gevormd worden. De gradatie van een opgeloste stof Si(OH)4 tot SiO2 gaat van een vloeibare substantie

Figuur 2 – Vorming van silicium hydroxides [6].

GEOTECHNIEK

8

JUNI 2019


SAM E N VAT T I N G harder en ii) natriumaluminaat. Door het gebruik van verzurende harders zal de pH van de gel dalen, terwijl natriumaluminaat de hoge pH van waterglas in stand houdt. Het type waterglas en harder (en tevens de mengverhouding) zijn afhankelijk van de toepassingsdoeleinden. Zolang de toepassingseisen en bodemeigenschappen bekend zijn en de injectie zorgvuldig uitgevoerd wordt is bodeminjectie met waterglasinjectie voldoende beheersbaar en betrouwbaar.

Waterglas wordt in de civiele techniek toegepast als bodeminjectie voor het creëren van tijdelijk waterremmende lagen of als versterking van grondconstructies. De (geo)chemische achtergrond van waterglas is daarbij veelal onderbelicht gebleven en wordt daarom in dit artikel toegelicht. Waterglas heeft een hoge pH en wordt geïnjecteerd in de bodem samen met een harder en water. De harder zal gelvorming veroorzaken. Twee soorten ‘harders’ worden gebruikt die beide een ander soort gel creëren: i) verzurende

(Q0), naar gel (Q1, Q2, Q3) tot amorfe siliciumoxide (Q4). Tijdens deze gradatie wordt water uit de structuur van de siliciumoxides gedreven, waardoor een vaste vorm kan ontstaan. Het uitdrijven van water uit de silica structuur wordt ook wel Synerese genoemd. De mate van gelering en uitharding (de zogenaamde neutralisatie van het waterglas) is, naast genoemde pH en temperatuur, ook afhankelijk van de aanwezigheid van andere stoffen.

Si/Na ratio en uiteindelijke kwaliteit van amorfe siliciumoxide De uiteindelijke structuur van de gel is tevens afhankelijk van het waterglas dat gebruikt wordt. De verhouding van opgeloste silica ten opzichte van het natronloog (ofwel alkali) blijkt hierin een bepalende factor te hebben. Deze ratio ( ) is ca. 3.22 voor commercieel gebruikte waterglas. Het effect van de ratio op de uiteindelijke gel structuur is terug te zien in NMR-data (Nuclear Magnetic Resonance) waarin onderscheid gemaakt kan worden tussen Q0 t/m Q4 posities, figuur 5. Het feit dat meer Q3 en Q4 posities gevuld worden in de gel naarmate de ratio groter wordt resulteert in een slechtere oplosbaarheid van het uiteindelijk product (ofwel een hardere gel/vaste vorm). Dit is bijvoorbeeld weergegeven in figuur 6.

Wat wordt geïnjecteerd in de bodem? Een waterglasinjectie bevat drie ingrediënten, namelijk: waterglas, water en een harder. De mengverhouding van de drie ingrediënten is afhankelijk van de beoogde eigenschappen van de injectie, die samenhangen met de doeleinden van de waterglasinjectie. Normaliter wordt onderscheid gemaakt tussen de volgende twee doeleinden: - Het realiseren van een waterremmende laag. Hiervoor wordt een zogenaamde softgel geïnjecteerd, die relatief weinig waterglas bevat en veel water. Het doel van een softgel is het opvullen van porieruimtes, zodat de doorlatendheid van de bodem sterk afneemt. - Het versterken van de bodemmatrix. Hiervoor wordt een zogenaamde hardgel gebruikt, die een constructieve laag vormt. Een hardgel bevat relatief veel waterglas zodat zandkorrels verkit kunnen worden door amorfe silica. De termen softgel en hardgel moeten niet te

Figuur 3 – SEM metingen van verhard waterglas aan kwarts [5] voor verschillende silica concentraties (a 18 wt%, b 13 wt% en c 7 wt%). De verkitting tussen zandkorrels is duidelijk zichtbaar en ook hoe de verkitting afneemt als gevolg van een afname in silica concentratie.

Figuur 4 – Illustratie van de verschillende Si verbindingen.

Figuur 5 – Distributie van NMR scattering profielen voor verschillende molaire ratio’s van SiO2/Na2O [7].

GEOTECHNIEK

9

JUNI 2019


                      

                    

GEOTECHNIEK

10

JUNI 2019


Tabel 1 Overzicht van de verhoudingen van het geïnjecteerde waterglas en de uiteindelijke molaire massa's van verschillende speciaties. Let wel dat de exacte speciatie van de verschillende componenten complex is en niet weergegeven in de tabel.

Injectiemengsel (vol%)

Hardgel R100

Softgel R100

Water

42 %

83 %

83 %

Waterglas (SiO2:Na2O= 3,22)

50 %

15 %

15 %

8%

2%

2%

Harder Concentratie na uitharding (mol/l)

Figuur 6 – Oplosbaarheid van verhard waterglas [7]; des te

Aluminaat

Na2O

0,71

0,21

0,21

SiO2

2,37

0,71

0,71

OH-

0,34

0,16

0,79

Harder

1,09

0,27

0,37

Neutralisatie

0,76

0,63

<0

lager de silica concentratie des te hoger de oplosbaarheid.

letterlijk genomen worden: ook de softgel is in ‘uitgeharde’ vorm zeker geen geleiachtige substantie, maar vormt samen met het injectiemedium (zand) een ‘zandsteenachtig’ materiaal.

zuren (langere organische moleculen) tevens bijdragen tot gelering door het faciliteren van een nucleatie positie waar andere moleculen zich omheen kunnen ordenen.

Bij het toepassen van een hardgel wordt veel waterglas gebruikt zodat silica hecht aan de zandkorrels; hierbij is het opvullen van porieruimte niet zozeer van belang. Daarom is het segregeren van water en natronloog uit silica (i.e. synerese) niet zozeer een probleem. Voor een softgel is synerese juist wel ongunstig, omdat de gel krimpt tijdens synerese en de doorlatendheid van de laag die is afgedicht met de gel juist zal toenemen. Immers de poriën dienen opgevuld te blijven met gel om de doorlatendheid laag te houden.

Natriumaluminaat

Harders Om de geïnjecteerde waterglasoplossing te verharden wordt een harder vermengd met het waterglas en water, zodat de injectie tot op zekere mate verhardt. Commercieel worden vaak twee soorten ‘harders’ gebruikt die elk een ander geleringsmechanisme hebben.

Verzurende harders Harders die de pH omlaag brengen betreffen o.a. Durcisseur, R100, triacetine en Condat stab. Door het omlaag brengen van de pH, komt polymeervorming van het opgeloste silica tot stand. Met andere woorden: de gemiddelde Q-waarde gaat omhoog; de fractie van Q3 en Q4 verbindingen wordt vergroot ten opzichte van de fractie Q0 en Q1 verbindingen. Het toevoegen van een zuur resulteert dus in een gecontroleerde, langzame verharding van de gel, al dan niet door vorming van harde amorfe silica. Doordat polymeervorming plaatsvindt zal de gel een neiging hebben zich tevens aan de zandmatrix te vestigen zodat een gebonden gel ontstaat; dit is ook zichtbaar in figuur 3. Immers, zand is ook een silica waar omheen Si-OH verbindingen aanwezig zijn; vooral wanneer het porie water sterk basisch is. Naar alle waarschijnlijkheid zullen overblijfselen van de

Natriumaluminaat (NaAlO2) heeft een ander geleringsmechanisme dan verzurende harders [9]. Natriumaluminaat zal namelijk reageren met het aanwezige natronloog om zo een complex te vormen, dat vervolgens zal dienen voor nucleatie van nieuwe complexen van het aanwezige opgeloste silica. De complexen zullen netto geen lading hebben. De chemische reactievergelijking van de omzetting van natriumaluminaat kan beschreven worden als

Hieruit blijkt dat hydroxide reageert met natriumaluminaat, echter het gevormde complex bevat nog steeds hydroxide. Deze hydroxide is gebonden in het ionencomplex, maar dat wil niet zeggen dat deze uit het systeem is verdwenen. Als de pH omlaag gaat, zal deze reactie waarschijnlijk reversibel zijn waardoor de pH op een hoog niveau gebufferd blijft. Het gevormde complex kan verdere complexen vormen met siliciumhydroxides/oxides en zal zo een gel vormen. Deze gel wordt ‘verhard’ door de nieuwgevormde complexen, maar dit resulteert niet zozeer in de verharding van de siliciumhydroxides/oxides (het waterglas zelf). Dit heeft als gevolg dat de gevormde gel minder gebonden zal zijn met het aanwezige zand ten opzichte van verzurende harders, hetgeen consequenties kan hebben voor het mobiliseren van deze gel bij grondwaterstromingen en bemaling.

Neutralisatie Gelvorming van de injectie wordt vaak omschreven middels een neutralisatiegraad. Bij een lage neutralisatiegraad (20-30%) wordt een softgel verkregen en bij een hoge neutralisatie (60-70%) wordt een hardgel verkregen.

GEOTECHNIEK

11

JUNI 2019

Wat houdt de neutralisatiegraad eigenlijk in? De neutralisatiegraad geeft weer hoeveel basische oplossing overblijft nadat de gel verhard is geraakt (met andere woorden: hoeveel base/alkali is geneutraliseerd door het toevoegen van verzurende harders). De eigenschappen van de gel zijn sterk afhankelijk van de neutralisatiegraad. Het verschijnsel is alleen van toepassing op verzurende harders en niet op natriumaluminaat; immers, natriumaluminaat zal juist hydroxides (ofwel alkali) toevoegen aan de gel in plaats van deze te verwijderen. De neutralisatiegraad is gedefinieerd door Littlejohn et al. [8] voor een specifieke R100 harder. In principe is de neutralisatiegraad de ratio van het zuur (H+) afkomstig van harders ten opzichte van de hydroxides (OH-) afkomstig van het waterglas; in molaire concentraties. Als we de formule van Littlejohn et al. [8] algemener opschrijven, krijgen we2:

De term is een stoichiometrische term, die staat voor de hoeveelheid zuur die vrijkomt per molecuul van de harder; bijvoorbeeld: R100 is een dizuur (Ȋ h = 2), triacetine is een trizuur (Ȋ h = 3).

Levensduur Een veel gestelde vraag over waterglas is de vraag over levensduur; hoelang gaat een waterglasinjectie mee? Om deze vraag te beantwoorden moet men zich realiseren dat aan een waterremmende injectie andere eisen worden gesteld dan aan een constructieve injectie3.

Constructieve waterglasinjectie De levensduur van een constructieve waterglasinjectie wordt bepaald door het sterkteverlies in de tijd. De additionele sterkte van een waterglasinjectie is afkomstig van de verkitting van zandkorrels door waterglas waarbij synerese van de gel niet zozeer een negatief proces is. Amorfe silica kan gaan oplossen waardoor de sterkte langzaam afneemt; het achterliggende proces is het oplossen van


NHC UTRECHT

INJECTEREN AANSLUITING DAMWAND - BETON

SINDS 1998 ZIJN WIJ ACTIEF OP DE MARKT VAN BODEMINJECTIE EN CALAMITEITENINJECTIEWERK IN BOUWPUTTEN. DOOR DEZE SPECIALISATIE HEBBEN WIJ ONS KUNNEN ONTWIKKELEN TOT PIONIER IN ONDER ANDERE HET INJECTEREN VAN LEKKAGES, BODEMAFSLUITING, INJECTIES IN BOUWKUIPEN, ONDER WATER INJECTIES EN BIJ BORINGEN.

0347- 370303, KORTE DREEF 9A, 4131 PM VIANEN (UT) BEKIJK MEER REFERENTIES OP: BODEMINJECTIE.NL

GEOTECHNIEK

12

JUNI 2019


amorfe silica in het grondwater wat een langzaam proces is. Gezien het feit dat grondwater over het algemeen relatief langzaam stroomt, is de levensduur van een constructieve waterglasinjectie lang. Bijvoorbeeld: - Kurhaus in Scheveningen; hier is een bewezen levensduur van ruim 40 jaar aangetoond [10]. - Bij de verbouwing van het Mauritshuis in Den Haag is de constructieve waterglas ook aangetroffen die enige decennia eerder onder het pand was aangebracht. - Littlejohn et al. hebben aangetoond in laboratoriumproeven dat een constructieve waterglasinjectie geen sterkteverlies vertoont tijdens één jaar [11].

opeenhopingen van organisch materiaal). De ionen worden door de lekkage van grondkerende wanden aangevoerd, of ook via het waterglas zelf. De aanvoer is in de tijd ongelimiteerd en in hoeveelheid alleen gemaximeerd door het debiet van instromend grondwater. 3. De bemaling zorgt voor menging van de waterstromen met (a) een hoge pH van de bodeminjectie en (b) het instromende grondwater door de damwanden en (c) eventueel regenwater uit de bouwkuip bodem. Deze menging zorgt voor verschuiving van het chemisch evenwicht o.a. ten aanzien van opgelost ijzer en calciumcarbonaat, waardoor slecht oplosbare neerslagen gevormd worden, die vervolgens de bemalingsbron kunnen doen verstoppen.

- Onderhoudsfase met op niveau houden van grondwaterstand in de bouwkuip (waarbij de focus op aanwezige waterspanningen gericht dient te zijn). Bij het leegpompen van een bouwkuip met een bodemafdichting van waterglas heeft men te maken met verstoring van de natuurlijke hydrochemische condities die er waarschijnlijk al snel voor zorgt dat een aanzienlijk deel van de bemalingscapaciteit uit kan vallen door verstopping. De langdurige bemaling om de kuip op niveau te houden moet een grote mate van bedrijfszekerheid hebben en lang mee gaan. Een van de belangrijke aspecten hierin is om fysiek ruimte te hebben en te houden voor het ondiep (her)plaatsen van bemalingsfilters.

Slecht oplosbare neerslagen verzamelen zich op bemalingsfilters, waardoor de onttrekkingscapaciteit van deze bemalingsfilters/bronnen (sterk) terugloopt en de ontwateringsniveaus (lokaal) niet langer gehaald kunnen worden. Hierdoor kunnen vooral de waterspanningen in de bouwkuip (lokaal) minder goed of niet worden beheerst, met als gevolg dat er lokaal vernatting en mogelijk ook welvorming kan optreden.

Conclusies en aanbevelingen

Waterremmende waterglasinjectie De levensduur van een waterremmende waterglasinjectie is veel korter dan die van een constructieve waterglasinjectie. Processen die de waterremmendheid negatief beïnvloeden zijn: - Synerese: gel maakt plaats voor porie water. - Fysische erosie: denk aan erosie langs imperfecties in een injectie laag zoals langs aansluitingen van verschillende injectiebollen of langs damwanden, waar grondwaterstroming zorgt voor het fysisch verwijderen van de gel. - Chemische erosie: het oplossen van de gel als gevolg van langsstromend grondwater doordat dit veelal relatief zuur is ten opzichte van de basische softgel. Vooralsnog is de levensduur van een waterremmende injectie niet zozeer bekend. Veelal wordt in de praktijk een levensduur van ca. 1 à 2 jaar aangehouden.

Bedrijfszekerheid bemaling (risico verstopping) Bij toepassing van waterglasinjecties wordt nogal eens gevreesd voor de potentiële verstopping van bemalingsfilters en/of Warmte-Koude Opslag (WKO) systemen. Belangrijk is dat men zich hierbij realiseert dat bemalingsfilters IN de bouwkuip liggen en WKO-systemen over het algemeen daarbuiten. Het potentiële verstoppingsmechanisme van bemalingsfilters bij bodeminjectie is als volgt te definiëren: 1. De bodeminjectie zorgt voor een verhoging van pH van het grondwater in de bouwkuip als het gevolg van het uitspoelen van natronloog (ook wel uitloging genoemd). Waterglas blijft over een langere duur een bron voor de hoge pH. Met name bij aluminaat blijft de pH onveranderd hoog, immers aluminaat verhoogt de alkaliniteit van het waterglas terwijl verzurende harders een deel van deze alkaliniteit neutraliseren. 2. Grondwater buiten de bouwkuip bevat van nature vele (kat)ionen, die door een verhoging in pH vaak in slecht oplosbare neerslagen resulteren (zoals calciumcarbonaat, ijzeroxides en

De potentiële verstopping van bemalingen is complex proces, waar tot op heden weinig ervaring mee is om het mechanisme vooraf ‘kwantitatief’ te voorspellen; meestal wordt pas achteraf geconstateerd dat de bemaling niet werkt door het verstoppen van bemalingsfilters. Een potentiële beheersmaatregel om het risico op verstopping te minimaliseren is sturing op de mengverhouding in het opgepompte water door de verticale positie van de filters te variëren en door het toepassen van slotvulling in de damwand. Hierbij helpt het om de bemalingsfilters hoog in het profiel te plaatsen en/of (ondiepe) horizontale drains toe te passen. Een andere belangrijk keuze is die van het type harder. Een receptuur met natriumaluminaat houdt de pH van de gel per definitie over lange termijn hoog, omdat deze harder zelf alkaliniteit toevoegt aan het waterglas. Natriumaluminaat is in de basis ook dan ook geen harder, maar eerder een ‘vertrager’ (dat wil zeggen: het vertraagt de oplossing van de gel in water). Bij toepassing van een harder bestaande uit organische zuren is het voordeel dat een dergelijke organische harder voor een geleidelijke neutralisatie van het gelfront zorgt en een daarmee voor een redelijke correctie van de verhoogde pH in de bodem van de kuip, zodat het negatieve effect van een langdurige hoge pH concentratie daarmee duidelijk minder aanwezig is. Als extra maatregel is het aan te bevelen om de bemaling in twee fasen op te delen: - Opstartfase met leegpompen van de bouwkuip;

GEOTECHNIEK

13

JUNI 2019

Samenvattend kan worden gesteld dat een bodeminjectie op basis van waterglas een beheersbaar proces is wanneer de samenhang tussen bodemcondities en de vorming van silicagel voldoende bekend zijn. Waterglas wordt vooral voor twee doeleinden gebruikt, namelijk: i) als een waterremmende waterglasinjectie in bouwkuipen of ii) als een constructieve waterglasinjectie ter versteviging van de bodemmatrix. Voor constructieve waterglasinjecties is het van belang om harde gels te vormen, die hoofdzakelijk bestaan uit amorfe silica. Voor deze injecties is het zaak om een hoge neutralisatiegraad te behalen, zodat amorfe silica gevormd wordt die zandkorrels verkit. Hiervoor moet een organische harder worden gebruikt. De levensduur van dergelijke injecties is lang, omdat het oplossen van amorfe silica een langzaam proces is. Het bepalen van de levensduur kan indicatief gedaan worden middels geochemische berekeningen, ter ondersteuning van praktijkervaring. Waterremmende waterglasinjecties, zogenaamde softgels, zijn tijdelijk en hebben een levensduur van naar verwachting 1 à 2 jaar. In bouwkuipen worden softgels toegepast in combinatie met een bemaling, zodat een droge bouwkuip verkregen wordt. De receptuur van de gelinjectie en met name de toepassing van het soort harder (organische harder of natriumaluminaat) is een belangrijke factor in de bedrijfszekerheid van de bemaling. De verstoorde (hoge) pH in combinatie met de natuurlijke mineralen in grondwater zorgt per definitie voor een bepaalde mate van slecht oplosbare neerslagen, die voor verstopping in bemalingsfilters kunnen zorgen. De toepassing van een natriumaluminaat houdt de pH langdurig hoger dan de toepassing van een organische harder. In combinatie met een voortdurende aanvoer van natuurlijk grondwater van buiten de kuip is een voortdurend hoge pH extra belastend voor de bemalingsfilters en creëert daarmee een significant hoger risico ten aanzien van verstoppingen. Dit geldt met name voor


natriumaluminaat ten opzichte van organische harders. Ten aanzien van de bemaling in bouwkuipen die zijn afgedicht met waterglasinjectie moet het volgende worden opgemerkt.

basisch water te verminderen; dit mogelijk in combinatie met horizontale drains. Monitoring van onttrekkingsdebieten, waterstandsverlagingen, waterspanningen en visuele inspecties van de bouwkuipbodem.

Monitoring op verstopping is bijzonder moeilijk. De pH-veranderingen zijn eenvoudig te meten, maar weinig zinvol omdat de verandering zich, na een lang traject met neerslagvorming, zeer plotseling voordoet. De verhouding tussen debiet en verlaging in de filters en de bouwkuip is wel een bruikbare indicator. Het is daarbij aan te bevelen om de grondwaterstijghoogte midden in de bouwkuip met waterspanningsmeters te meten, omdat peilbuizen daar bij ontgraving nogal eens verloren gaan. Om de risico’s van verstopping van de filters te minimaliseren worden de onderstaande aanbevelingen gedaan.

Voetnoten 1 Bij het gebruik van pH metingen is het van belang om te realiseren dat de pH de activiteit van hydroxides weergeeft. Gezien het feit dat waterglas sterk ionisch is zullen niet alle (kat)ionen “actief” zijn maar eerder verwerkt zitten in een gel. Dit betekent dat slechts een fractie van de concentratie opgemerkt zal worden bij een pH bepalingen. 2 waarin V is de volume fractie en ț is de dichtheid (subscriptie h staat voor harder en s staat voor waterglas), daarwt naast is M wt Na2O de molaire massa van Na2O, Mh de molaire

massa van de harder,N sNa2O de massa fractie van Na2O in het waterglas. 3 Op dit moment worden proeven uitgevoerd naar de levensduur van constructieve waterglasinjecties en tevens voor waterremmende waterglasinjecties, onder verschillende condities om meer generieke uitspraken over de levensduur te kunnen doen.

Toepassen van een organische harder in combinatie met waterglas

Referenties

Installeren van een initieel onttrekkingssysteem dat chemisch beïnvloed grondwater uit de bouwkuip afvoert (in het begin water met hoge pH) met diepere filters. Installeren van een ‘secundair’ onttrekkingssysteem met een andere set filters, die relatief hoog in de bouwkuip staan, om het aantrekken van

[1] A.E.C. van der Stoel; Waterremmende bodeminjectie: Volwassen techniek met gebruiksaanwijzing. Geotechniek, oktober 2013. [2] A.E.C. van der Stoel, E. van de Werfhorst, R. Gerssen; Onderzoek naar de verbetering van de horizontale bodemafsluiting door middel van bodeminjectie. Geotechniek, maart 2018.

GEOTECHNIEK

14

JUNI 2019

[3] Y.A. Owusu; Physical-chemical study of sodium silicate as a foundry sand binder; Advances in Colloid and Interface Science 18(1982)57-91. [4] Tarutani, 1989; Polymerization of Silicic Acid; A Review; Analytical Sciences, June 1989, Vol 5. [5] Lucas et al. (2011) Interactions between silica sand and sodium silicate solution during consolidation process; Journal of Non-Crystalline Solids 357 (2011) 1310-1318. [6] Zhuravlev, 2000; The surface chemistry of amorphous silica. Zhuravlev model; Collooids and Surfaces A, Physiochemical and Engineering Aspects 173 (2000) 1-38. [7] D. Dimas; I Giannopoulou, D. Panias; Polymerization in sodium silicate solutions: a fundamental process in geopolymerization technology. J. Mater Sci (2009) 44:3719-3730. [8] G.S. Littlejohn, M. Concannon, R.H. Wright; Engineering properties of silicate-R100 ester chemical grouts; Ground Engineering April 1997. [9] Merrill and Spencer, 1949; Gelation of Sodium silicate, Effect of sulfuric Acid, Hydrochloric Acid, Ammonium sulfate and Sodium Aluminate; The Journal of Physical Chemistry, 1950. [10] Van Weele A.F., 1983, Moderne Funderingstechnieken. [11] Littlejohn G.S., Mollamahmutoglu M. 1992, Time dependent behavior of silicate grouted sand, Proceedings of the conference organized by the Institution of Civil Engineers, London, 1992. 쎲


GEOTECHNIEK

15

JUNI 2019


COLUMN PRIKKEN IN KLEI (4)

Piet Lubking

DIVERSE CONUSVORMEN Figuur 1 – Voorbeelden van penetrometers, met verschillen in ruwheid, tophoek en diameter van de conus.

Beheersing van het materiaal grond is voor de geotechnicus van cruciaal belang; kennis van de basiseigenschappen is een eerste vereiste. Door grond letterlijk en figuurlijk op een verstandige manier in de hand te houden wordt bereikt dat geotechnische problemen niet uit de hand lopen In de loop der jaren zijn er in de geotechniek, maar ook in de bodemkunde talrijke penetrometers ontwikkeld voor onderzoek van de oppervlaktelaag. In figuur 1 zijn diverse van deze conusvormen afgebeeld. Dergelijk penetrometeronderzoek vindt in het terrein meestal plaats vanaf het maaiveld of vanaf de bodem van een ingraving, en in het laboratorium vanaf het oppervlak van relatief grote grondmonsters. De gemeten penetratieweerstand geeft inzicht in bodemeigenschappen als beloopbaarheid en berijdbaarheid van de toplaag, in bewerkbaarheid en doorwortelbaarheid van de agrarische grond en in het mechanisch gedrag van funderingslagen. De penetrometers worden gewoonlijk gevormd door een staaf waaraan een conusvormige punt is bevestigd. De schacht met de conus wordt verticaal in de grond gedrukt en de daarvoor benodigde kracht wordt geregistreerd als de conus- of sondeerweerstand in kN of MN, dan wel in kPa of MPa. De diameter van de schacht is als regel kleiner dan de diameter van de basisplaat van de kegel. De conuspunt heeft een tophoek (Engels: apex angle) van 30, 60 of 90 graden, hoewel soms ook tophoeken van 15 graden (zeer scherpe punt) of 180 graden (vlakke punt) voorkomen; zie figuur 2. Vaak wordt de conus enigszins verstevigd door de basisplaat over een zekere afstand te verhogen; zie de

eerste en laatste conus van figuur 2. De kegelwand is meestal glad, maar na enige corrosie kan een zekere ruwheid optreden. Soms wordt een volkomen ruwe kegelwand gecreëerd door in het oppervlak een trapjesvorm van concentrische ringen te frezen; zie het detail van de trapjesvorm in figuur 2. De basisdiameter van de conus kan variëren van ongeveer 1 cm tot 3 à 4 cm, een en ander afhankelijk van de grondsoort en de beschikbare penetratiekracht. Om te bewerkstelligen dat de penetratieweerstand louter bestaat uit de weerstand die de conuspunt ondervindt (zonder de schuifweerstand langs de achter de conus bevestigde schacht), is de schachtdiameter in principe kleiner dan de conusdiameter. Bij de zogenoemde oppervlakkige conuspenetratie is de indringing, dat wil zeggen de verticale verplaatsing van de basisplaat van de conus in de praktijk meestal niet groter dan enige decimeters.

Om het totale grensdraagvermogen of de volledige penetratiekracht Qu van een fundering (zoals bijvoorbeeld de CBR-stempel en de pocket-penetrometer) te bepalen dient tevens de kleefkracht Qf langs de zijkant of schacht in rekening te worden gebracht; deze bedraagt: Qf = π.B.H.F.cu. Daarin is F de langs de verticale schacht heersende verhouding tussen adhesie en cohesie, terwijl H de schachthoogte representeert. Zodoende geldt algemeen voor het totale grensdraagvermogen:

Analyse mini-funderingsplaat

zodat: qu[kPa]= (5,7x1,2x1,28 + 4H.F/B) cu[kPa]

Evenals de CBR-stempel en de pocket-penetrometer kan de conuspenetrometer worden opgevat als een mini-uitvoering van een belaste funderingsplaat. De grootte van het grensdraagvermogen qb van een plaat kan bij ongedraineerde belasting van de klei-ondergrond (φ = 0) worden afgeleid op basis van de draagkrachtformule van Prandtl, aangepast voor een ronde, ruwe funderingsplaat met een penetratiediepte D en een plaatdiameter B. De formule voor het grensdraagvermogen qb van een funderingsplaat luidt: qb = Nc.sc.dc.cu waarbij qb en cu de dimensie van een spanning hebben. Het grensdraagvermogen Qb [kracht] van de mini-funderingsplaat is daardoor: Qb = A.Nc.sc.dc.cu. Daarbij is het oppervlak van de basisplaat gelijk aan A = 0,25π.B2, terwijl Nc een draagkrachtcoëfficient voorstelt en sc een vormfactor. Beide parameters zijn afhankelijk van de hoek van inwendige wrijving φ, die in geval van ongedraineerd belaste klei gelijk is aan nul, waardoor Nc = 5,7 en sc = 1,2.

Figuur 2 – Diverse conusvormen voor ondiepe penetratie.

GEOTECHNIEK

16

JUNI 2019

Verder is de zogenoemde dieptefactor dc een functie van de verhouding D/B; in de literatuur worden voor situaties waarbij D/B ≈ 1 waarden gegeven van dc = 1,2 - 1,4.

Qu [kracht] = Qb+ Qf = (A.Nc.sc.dc + π.B.H.F ). cu of qu [spanning] = Qu / A = (Nc.sc.dc + π.B.H.F) / 0,25 π.B2) cu

Bij de CBR-proef wordt de stempel als regel slechts weggedrukt tot een maximale diepte van 0,5 inch. In dat geval is D/B = 0,5x2,54cm / 4,96cm ≈ 0,25. Bij de pocket-penetrometer is de voorgeschreven penetratiediepte gelijk aan de penetrometerdiameter, zodat D/B = 1. In beide gevallen is de penetratiediepte D gelijk aan de schachthoogte H en moet ter bepaling van de totale penetratieweerstand de weerstand die de weggedrukte basisplaat ondervindt worden vermeerderd met de kleefweerstand qf langs de schacht; deze is gelijk aan qf[kPa] = (4H.F/B) cu[kPa]. De weggedrukte mini-funderingsplaat kan worden opgevat als een 180-gradenconus (vlakke conuspunt). Omdat doorgaans de plaatdikte of hoogte H zeer klein is ten opzichte van de diameter B kan voor normaal-geconsolideerde, slappe klei conform bovenstaande formule en onder aanname van F ≈ 1 worden afgeleid dat de kleefweerstand qf[kPa] = (4H.F/B) cu[kPa] zeer klein tot verwaarloosbaar is : daardoor bedraagt de plaat- of conusweerstand qc [kPa] ≈ 9 cu[kPa].

Funderingsplaatje, 90-gradenconus en verzwaarde conus Zoals reeds is besproken bij analyse van de CBRstempel en de pocket-penetrometer zullen de glijlijnen die vertrekken van de basis van de plaat bij initiële penetratie naar het maaiveld lopen, maar bij voortschrijdende penetratie tenslotte terugbuigen naar de schacht. Laatstgenoemde situatie wordt bij de mini-plaatbelastingproef op normaal-geconsolideerde klei en een ongedrai-


COLUMN Figuur 3 – Glijlijnenpatronen bij een CBR-proef en bij een vlakkeconuspenetratie tot de grensdiepte.

neerde belastingtoestand bereikt bij een zogenoemde grensdiepte van D ≈ 0,7B; zie figuur 3. Op de grensdiepte is het grensdraagvermogen van de weggedrukte belastingplaat, dat wil zeggen van een penetrometer met een vlakke conuspunt en een schachtdiameter die kleiner is dan de plaatdiameter, te definiëren als: qb = Nc.sc.dc.cu = 5,7x1,2x1,3 cu ≈ 9 cu

Figuur 4a+b – Glijlijnenpatronen bij een ruwe vlakke conus en een ruwe 90-gradenconus op diverse penetratiediepten met bijbehorende sondering.

Uit het glijlijnenpatroon tijdens penetratie blijkt verder dat onder het plaatje een grondkegel met een tophoek van 90 graden wordt gevormd die, evenals het gehele glijlijnenpatroon bij de grensdiepte ongewijzigd blijft bij verdere penetratie; zie figuur 4a. Daardoor is de benodigde penetratiekracht beneden de grensdiepte in principe constant; zie het verloop van de penetratieweerstand met de diepte ofwel de sondering van figuur 4b. Zoals ook in figuur 4b is te zien neemt de penetratieweerstand op grotere diepte nog enigszins toe als gevolg van de met de diepte toenemende terreinspanning. De gradiënt van de toename is volgens veel onderzoekers afhankelijk van de plasticiteitsindex van de klei.

Wanneer de randhoogte H van de conus relatief groot is ontstaat een massievere conus die normaliter wordt gebruikt als slagsonde; zie het laatste conustype van figuur 2. Een dergelijke conus, die wordt weggeslagen in plaats van weggedrukt, wordt betiteld als slagsondeerconus. Bij de dynamische penetratie van de slagsonde zal de ondergrond zich bovendien stijver gedragen, zodat daarbij nog hogere weerstanden worden gemeten.

Indien de grondkegel onder de basisplaat wordt vervangen door een ruwe 90-gradenconus zal het glijlijnenpatroon en daardoor ook de penetratieweerstand qc [kPa] niet veranderen (zie figuur 4a+b). Het weggedrukte plaatje levert dus eenzelfde penetratieweerstand op als de ruwe 90-gradenconus. In beide gevallen bedraagt de zogenoemde conusfactor Nk = qc/cu ≈ 9 en ontstaat een sondering als van figuur 4b. Toepassing van een ruwe conus met een andere tophoek dan 90 graden of van gladde conustypen levert een ander glijlijnenpatroon op en zal daardoor ook resulteren in een andere conusweerstand c.q. conusfactor. Ook een andere dimensionering van de conus door een opstaande rand achter de kegelvorm aan te brengen (zie de eerste en laatste conus van figuur 2) zal het glijlijnenpatroon veranderen. Zoals blijkt uit bovenstaande formules zal in die gevallen de penetratieweerstand van de weggedrukte conus qc[kPa] toenemen met de wrijvingscomponent qf[kPa] = (4H.F/B)cu[kPa], waarbij H de randhoogte representeert. Daardoor kan de conusfactor Nk in belangrijke mate toenemen.

Effecten van randvoorwaarden bij conuspenetratie Uit meerdere series laboratoriumexperimenten en verificatieberekeningen met diverse computerprogramma's blijken de volgende algemene tendensen voor wat betreft de invloed van de respectieve randvoorwaarden (zoals tophoek, ruwheid, diameter en penetratiesnelheid van de conus) op de grootte van de conusweerstand: - Bij normaal gangbare conussen is de conusweerstand onafhankelijk van de diameter. Slechts bij extreem grote diameters worden enigszins lagere weerstanden gemeten, terwijl bij extreem kleine diameters soms veel hogere weerstanden worden waargenomen. - Bij gladde conussen worden geen noemenswaardige verschillen in conusweerstand gevonden tussen resultaten van 30o-, 60o- en 90o- conussen. Conussen met een zeer scherpe tophoek (<15 graden) leveren vanwege een relatief groot conusoppervlak wel hogere weerstanden op. - Met ruwe conussen worden in het algemeen 515% hogere weerstanden geregistreerd dan met overeenkomstige gladde conussen. Daarbij zijn de verschillen bij 30o-conussen groter dan bij 60oen 90o-conussen. - Van de ruwe conussen vertonen de 90o- en 180oconus eenzelfde conusweerstandsverloop; de conusfactor bedraagt in beide gevallen

GEOTECHNIEK

17

JUNI 2019

Nk = qc/cu ≈ 9. De ruwe 60o-conus registreert ten opzichte van deze typen een circa 5% hogere en de ruwe 30o-conus een circa 10% hogere weerstand; de conusfactoren van laatstgenoemde instrumenten zijn dan ook groter. - De penetratiesnelheid kan de grootte van de conusweerstand in aanzienlijke matecbeïnvloeden. Met name bij veel hogere snelheden dan de meest gangbare sondeersnelheid van circa 20mm/s worden relatief hoge weerstandencgemeten: een snelheidstoename van 1mm/s naar 1000mm/s levert een 50% hogere en een toename van 2,5mm/s naar 250mm/s een 30% hogere conusweerstand op. Wanneer het kleimateriaal vanwege een gedraineerde belastingtoestand niet voldoet aan de conditie φ =0 kan de conusfactor gemakkelijk oplopen tot waarden groter dan Nk = circa 10; in overgeconsolideerde klei kunnen nog veel hogere waarden worden waargenomen. In de geotechnische praktijk worden bij de gestandaardiseerde elektrische, gladde 60-gradenconus met een diameter van 36mm in zachte, normaal-geconsolideerde klei doorgaans conusfactoren aangehouden van Nk = circa 10-15 en in harde, overgeconsolideerde klei van Nk = circa 15-20. 쎲 Deze en andere onderwerpen die voor de praktiserende geotechnicus interessant en belangrijk kunnen zijn, komen aan de orde in de door PAO Techniek en Management aangeboden cursus CGF-M (Masterclass ‘Handen aan de grond’) en worden behandeld in het bijbehorende boek ‘Grondgedrag’ (www.grondgedrag.nl).


Mark Peter Rooduijn Fugro NL Land

Erik den Arend BT Geoconsult

STOWA - HANDREIKING ‘KRAANOPSTELPLAATSEN BIJ DE BOUW VAN WINDTURBINES’ Inleiding De wereldwijde behoefte aan windturbines welke meer en goedkopere stroom produceren heeft geleid tot de ontwikkeling van hoge turbines met zware elementen. Het transporteren en (op)bouwen van de windturbines stelt hoge eisen aan het ontwerp en de realisatie van een kraanopstelplaats. Begin 2019, is een handreiking uitgebracht die een bundeling omvat van actuele kennis en ervaring over windturbines, hijskranen en de ondergrond. Het toepassingsgebied voor de handreiking [ref. 1] is in principe de Nederlandse windturbinemarkt op land met de bijbehorende wet- en regelgeving. De doelgroep bestaat uit partijen die direct of indirect betrokken zijn bij het ontwerp en/of de realisatie van kraanopstelplaatsen. Bij het ontwerp van een kraanopstelplaats bij de bouw van windturbines speelt een groot aantal locatie specifieke factoren een rol, zoals het

kraantype, de belastingen, de omgeving en de ondergrond (veelal slap in het westen van Nederland). Ook het op juiste wijze verwerken van de potentiële risico’s gerelateerd aan de hijswerkzaamheden, en de ondergrond vraagt specifieke aandacht, en een risicogestuurde werkwijze.

Om de beoogde doelstellingen te bereiken is in beginsel wederzijds begrip en verbinding noodzakelijk tussen de werelden van geotechniek, windturbinefabrikanten en kraanverhuurders. Hiertoe is in de handreiking een uitgebreide woordenlijst opgenomen.

Het primaire doel van de handreiking is het bundelen van kennis en ervaring over turbines, kranen, ondergrond, ontwerp, realisatie en beheer en onderhoud van een kraanopstelplaats, waarmee uiteindelijk kan worden gekomen tot de belangrijkste doelstellingen: - Verhoging van veiligheid en betrouwbaarheid. - Eenduidige specificaties en eisen. - Handreikingen voor het ontwerp en de realisatie. - Meer inzicht in en beheersing van (geotechnische) risico’s door het uitvoeren van risicogestuurd grondonderzoek. - Inzicht in raakvlakken tussen de belanghebbenden en beter draagvlak.

De handreiking gaat uit van telescoopkranen met kraanbelastingen tot en met de klasse 1.200 ton en opbouwkranen in de klasse 750 ton met bijbehorende turbinehoogtes en -gewichten. Boven deze klassen zijn grotere afmetingen, gewichten en gronddrukken van toepassing. In deze gevallen is specifiek maatwerk nodig.

Figuur 1 – Aanzicht op een kraanopstelplaats bij de bouw van een windturbine.

Figuur 2 – Stroomschema opbouw en samenhang handreiking.

GEOTECHNIEK

18

JUNI 2019

De opbouw van de handreiking met de samenhang tussen de hoofdstukken is in figuur 2 schematisch weergegeven. In figuur 3 is te zien welke uitgangspunten en producten nodig zijn voor het ontwerp en de realisatie van een kraanopstelplaats bij de bouw van een windturbine.


SAM E N VAT T I N G over windturbines, hijskranen en de ondergrond. Hierbij is zo veel mogelijk aansluiting gezocht met de praktijk en bestaande normen en richtlijnen. Een van de belangrijkste uitdagingen voor het ontwerp is dat rekening dient te worden gehouden met de locatie specifieke factoren en de onzekerheid over de in te zetten kraan en de belastingen op het funderingsniveau.

In de windturbinemarkt is sterke behoefte aan eenduidigheid en handreikingen voor het ontwerp van zwaarbelaste kraanopstelplaatsen op land. In 2017 is onder de vlag van SBRCURnet gestart met de ontwikkeling van een richtlijn. Toen eind 2017 SBRCURnet werd beëindigd heeft Stowa het verdere proces ondersteund. Begin 2019 is de publicatie in de vorm van een handreiking uitgebracht. De handreiking omvat een bundeling van actuele kennis en ervaring

Windturbinetypes Het type windturbine stelt specifieke eisen aan de bouwlocatie en omgeving. Rekening houdend met de randvoorwaarden uit de omgeving en ondergrond wordt in de ontwikkelingsfase gezocht naar de optimale locatie, turbinehoogte en vermogen. De keuze voor de windturbine locatie is vanwege de randvoorwaarden vaak niet helemaal optimaal vanuit economisch en/of technisch perspectief. De randvoorwaarden voor de kraanopstelplaats, zoals een slechte ondergrond, hoge grondwaterstand, beperkt ruimtebeslag, positie, kabels en leidingen, zijn vaak niet leidend in de keuze van de locatie.

Figuur 3 – Uitgangspunten en producten voor ontwerp en realisatie.

Kraankeuze, kraanbelastingen en specificaties In de handreiking is veel aandacht besteed aan de opbouw en montage van diversen kraantypen bij verschillende configuraties. Over het algemeen wordt gebruik gemaakt van mobiele telescoop- of opbouwkranen. De onderwagens staan op banden, rupsen of alleen op stempels. De keuze voor een geschikte kraan wordt in grote mate bepaald door de afmetingen en gewichten van de windturbine componenten, maar ook transport, opbouw, onderhoud en demontage van de kraan zijn van belang. Het kraantype bepaalt de belastingen en de optredende contactdrukken op de kraanopstelplaats. De handreiking geeft ter bewustwording een indicatieve tabel met de stempelkrachten en rupsdrukken bij het oprichten van de giek en de operationele situatie. De windbelastingen en de effecten hiervan zijn hierin niet opgenomen. Op basis van deze tabel kan in principe een voorlopig ontwerp worden gebaseerd. De belastingen voor een definitief ontwerp dienen door de kraanleverancier aan de hand van het definitieve hijsplan en het effect van de windbelasting te worden gecontroleerd. Aan de hand van deze controle kan een ontwerpaanpassing en/of een beheersmaatregel volgen. Zie ook het schema in figuur 3.

Geotechnisch en geohydrologisch onderzoek De ondergrond is veelal heterogeen en vormt een relatief onzekere factor in het ontwerp. De informatie en de kennis over variatie van grondeigenschappen, grondwaterstand en stijghoogte

bepalen de betrouwbaarheid van het grondgedrag en daarmee de geotechnische risico’s. Geotechnische risico’s kunnen goed worden beheerst door toepassing van Geotechnisch Risico Management (GeoRM). GeoRM biedt de mogelijkheid om op gestructureerde wijze om te gaan met de onzekere factoren die de verschillende geotechnische risico’s bepalen. Volgens het proces van GeoRM dient grondonderzoek risicogestuurd te worden uitgevoerd. Concreet betekent risicogestuurd grondonderzoek dat de hoeveelheid en het detailniveau van het grondonderzoek wordt afgestemd op de specifieke geotechnische risico’s die spelen bij het ontwerp van kraanopstelplaatsen. Om gericht en efficiënt grondonderzoek uit te

GEOTECHNIEK

19

JUNI 2019

kunnen voeren moet bekend zijn welke risico’s of onzekerheden door middel van het grondonderzoek kunnen worden gereduceerd. Voor een kraanopstelplaats bestaat een aantal generieke risico’s, ongeacht de projectlocatie. De handreiking geeft een overzicht van deze generieke risico’s gerelateerd aan de oorzaken en de gevolgen. Voor elk risico is aangegeven met welk type grondonderzoek het risico kan worden gereduceerd. Het benodigde type, de hoeveelheid en het detailniveau van het grondonderzoek voor het ontwerp van een kraanopstelplaats is echter niet in generieke zin op te geven. Elke projectlocatie en specifieke omstandigheden vergen maatwerk. Het


Enerzijds is het noodzakelijk om in een vroeg stadium te beginnen met een ontwerp, om de geotechnische risico’s inzichtelijk te krijgen. Anderzijds liggen de keuzes voor de windturbine en de specifiek in te zetten kraan zelden in een vroegtijdig stadium vast. De belastingen zijn in dit stadium vaak nog niet definitief vastgesteld. Vanuit turbineleveranciers worden vaak eisen gesteld aan het benodigde draagvermogen van een kraanopstelplaats, bijvoorbeeld een benodigde “draagkracht” van 250 kN/m2. Zonder opgave van de specifieke belastingen en belastingcombinaties vanuit de operationele situatie van de kraan zijn dergelijke eisen te vaag om een realistisch ontwerp van een kraanopstelplaats op te baseren. De contactdrukken en contactoppervlakken worden op basis van het gewicht van de kraan, de hijsbewegingen en de effecten van windbelasting op eenduidige wijze bepaald aan de hand van het ontwikkelde stappenplan. In figuur 4 is het stappenplan schematisch weergegeven.

Figuur 4 – Stappenplan voor het bepalen van de ontwerpbelastingen.

grondonderzoek wordt naar behoefte per projectfase en/of gewenst detailniveau vastgesteld. Voor de opzet van het grondonderzoek zijn handreikingen gegeven waarmee op drie detailniveau’s (zeer grof, grof en fijn) of per projectfase (schetsof initiatiefase, voorontwerp en definitief ontwerp) het type en de hoeveelheid grondonderzoek kan worden bepaald. De aanbevelingen voor de opzet van risico gestuurd grondonderzoek zijn gebaseerd op de richtlijn CUR/Geo-Impuls-rapport 247 Risicogestuurd grondonderzoek, van planfase tot realisatie [ref 2].

Ontwerp Het ontwerp voor een kraanopstelplaats wordt gemaakt op basis van de specificaties van de turbine- en kraanleverancier, de informatie over de ondergrond en de eisen vanuit de omgeving. Kraanopstelplaatsen dienen per definitie voldoende veilig en stabiel te zijn. Veiligheid en stabiliteit van een kraan wordt primair verkregen door een draagkrachtige werkvloer of kraanopstel-

plaats en een voldoende sterke en stijve ondergrond. Grondvervormingen als zettingen, die onder de operationele kraanbelastingen optreden, dienen binnen vastgestelde eisen te blijven. De stabiliteit (sterkte) en de mate van vervorming van de ondergrond worden berekend en getoetst aan de eisen, vigerende normen en richtlijnen. Indien de ondergrond van nature niet voldoende sterk en stijf is, zal deze door middel van een grondverbetering moeten worden verbeterd of zullen de belastingen naar de dieper gelegen draagkrachtige zandlagen moeten worden afgedragen. Ook de eigenschappen en de geometrie van de kraanopstelplaats kunnen worden verbeterd, bijvoorbeeld door toepassing van menggranulaat al dan niet in combinatie met een geotextiel als wapening. Het ontwerp van een kraanopstelplaats wordt in grote mate bepaald door de keuze van de windturbine en de kraan. Deze factoren bepalen de belastingen op de kraanopstelplaats.

GEOTECHNIEK

20

JUNI 2019

Onderstaand is een korte toelichting op de stappen gegeven: 1. De input van de kraanbelasting voor de ontwerper bestaat uit de maximale stempeldruk (in het geval van een stempelkraan) of de maximale rupsdruk met het bijbehorende contactoppervlak (in het geval van een rupskraan). Indien deze nog niet beschikbaar is in de betreffende ontwerpfase, kunnen belastingen van een vergelijkbare hijssituatie bij een ander project aangehouden worden. In de handreiking zijn ook indicatieve waarden voor kraanbelastingen opgenomen. Als in het voorontwerp niet is gerekend met de definitieve kraanbelastingen, dient in een later stadium van het ontwerp, of desnoods voor de uitvoering, altijd geverifieerd te worden of het ontwerp geschikt is voor de definitieve kraanbelastingen. De definitieve belastingen worden door de kraanleverancier op basis van het definitieve hijsplan bevestigd. 2. De wijze waarop het effectief contactoppervlak wordt bepaald is verschillend voor een stempelkraan of een rupskraan en afhankelijk van de verdeling van de contactspanningen over het contactoppervlak. In beide gevallen kan de stempel- of rupsdruk over schotten worden gespreid. 3. Horizontale belastingen ontstaan vanuit windbelasting op de kraan en/of het te hijsen element of vanuit draaibewegingen van het bovenstel van de kraan. Ook doorbuiging van de stempelpoten geeft horizontale belastingen. In de handreiking staan vuistregels om de horizontale belastingen te bepalen. Hierbij is opgemerkt dat er vooral voor relatief hoge kranen met lange gieken (>100m) rekening dient te worden gehouden met aanzienlijk hogere belastingen door 2de orde effecten als gevolg van uitbuiging van de giek. In dergelijke gevallen


dient de kraanfabrikant te worden geraadpleegd. 4. Door de ontwerper worden weloverwogen belastingcombinaties gedefinieerd, om onrealistische (zware) combinaties van maatgevende belastingen uit te sluiten. 5. Kraanbelastingen kunnen een statisch-, kortdurend en dynamisch karakter hebben. De ontwerper dient op basis van de belastingduur een toetsing uit te voeren voor een situatie met gedraineerd en ongedraineerd grondgedrag. 6. De kraanbelasting van de kraanleverancier bestaat over het algemeen uit karakteristieke waarden. Deze moeten door de ontwerper door toepassing van partiele belasting factoren conform NEN 9997-1 omgezet worden naar rekenwaarden van de kraanbelasting. Een ander uitgangspunt voor het ontwerp van een kraanopstelplaats is het benodigde ruimtebeslag. Voor het bepalen van het benodigde ruimtebeslag van een kraanopstelplaats dient bekend te zijn voor welke functies en in welke fase deze geschikt moet zijn. Mogelijk zal de kraanopstelplaats in functie blijven voor onderhoud gedurende de gebruiksfase van de windturbine. Ook moet bekend zijn of de kraanopstelplaats later wordt gebruikt voor opslag van onderdelen van de windturbine. Om schade door vorst en opdooi en reductie van het draagvermogen te voorkomen dient voldoende ontwateringsdiepte aanwezig te zijn. In het ontwerp dient tevens rekening te worden gehouden met voldoende afschot in verband met afwatering van de opstelplaats. Voorkomen moet worden dat gewassen naast de kraanopstelplaats onder water komen te staan en daardoor gewasschade oplopen. Goede drainage is een belangrijk aandachtspunt, waarbij moet worden bedacht dat het graven van greppels naast de opstelplaats de draagkracht vermindert. Waterschappen stellen ook specifieke eisen ten aanzien van de waterhuishouding van het beheersgebied en beïnvloeding van waterkeringen.

fen; Door middel van het toepassen van geokunststoffen in de funderingslaag kan meer belastingspreiding gerealiseerd worden door de funderingslaag, waardoor de belasting op de ondergrond wordt beperkt. 4. Fundering op staal in combinatie met soilmix/ mixed-in-place; Door middel van soilmix of mixed-in-place kan of de draagkracht van de ondergrond worden vergroot, of kan de draagkracht en mate van belastingspreiding in de funderingslaag worden vergroot. 5. Fundering op paalmatras; Deze fundering bestaat uit een grondlichaam versterkt met geokunststoffen (een matras) op een paalfundering. Door middel van boogwerking in het matras worden de belastingen die op het matras aangrijpen afgedragen naar de relatief stijve elementen: de palen. 6.Fundering op poeren met palen; Dit is een robuuste fundering, waarbij de belastingen direct via een paalfundering naar een draagkrachtige grondlaag worden afgedragen. Een uitdagingen bij deze oplossing is om de geometrie van de poeren geschikt te maken voor meerdere kraantypen. De meest geschikte oplossing wordt bij voorkeur gekozen op basis van een zogenaamde keuzematrix of Trade Off Matrix (TOM). Hiervan is in de handreiking een voorbeeld opgenomen.

Modellering In de handreiking zijn aanbevelingen opgenomen voor de modellering van de verschillende funderingsoplossingen volgens analytische en eindige elementen methoden. Enkele belangrijke aanbevelingen zijn: - Belastingspreiding in de funderingslaag Bij het toepassen van een ongebonden funderingslaag (bijvoorbeeld van granulaat), zal deze laag zorgen voor spreiding van de belasting vanuit de kraan. De mate van belastingspreiding hangt af van de verhouding tussen de stijfheid van de funderingslaag en de stijfheid van de ondergrond. Bij een ongebonden funderingslaag dient conform NEN 9997-1 een toets op pons

te worden uitgevoerd. Hierbij dient rekening te worden gehouden met een belastingspreiding onder een hoek van 8° ten opzichte van de verticaal. Bij het modelleren van een fundering op staal met geokunststoffen kan de positieve bijdrage van het geokunststof aan de belastingspreiding en/of de sterkte van de fundering in rekening worden gebracht. De belastingspreiding in versterkte funderingslagen kan voor het VO als volgt worden aangehouden: 1:1 in een funderingslaag met geokunststof of een funderingslaag met gestabiliseerde grond 1:2 in een funderingslaag met een geokunststof cellenstructuur. De verschillende spreidingen zijn weergegeven in figuur 5. In latere fasen van het ontwerp dient de wijze waarop de werking van het geokunststof in rekening wordt gebracht, te worden onderbouwd door middel van literatuur of proefresultaten. - Invloed van nabijgelegen taluds Is er binnen de invloedsbreedte van de fundering op staal een talud aanwezig is, heeft dit talud een negatieve invloed op de draagkracht van de ondergrond. De lengte van het glijvlak wordt kleiner waardoor minder wrijving in de ondergrond kan worden gemobiliseerd en minder tegenwerkend grondgewicht aanwezig is. In NEN 9997-1 staat aangegeven hoe de invloed van een talud in een analytische berekening van een fundering op staal kan worden meegenomen. In geval van funderingen op palen of een paalmatras kunnen nabijgelegen taluds leiden tot relatief grote horizontale belastingen als gevolg van horizontale grondvervormingen op de palen aan de rand van het paalmatras of de poer. - Raakvlakken met andere objecten. Voorbeelden van raakvlakken met andere objecten in het geval van een fundering op een paalmatras of palen zijn: • Interactie tussen de paalfundering van de kraan opstelplaats en de paalfundering van de

Funderingsoplossingen Elke specifieke situatie vraagt om een specifiek funderingsontwerp van de kraanopstelplaats. In de handreiking wordt stilgestaan bij de meest gangbare funderingsoplossingen. Van de volgende oplossingen zijn de voor- en nadelen en aandachtspunten behandeld: 1. Fundering op staal; De meest eenvoudige oplossing, geschikt voor een goed draagkrachtige ondergrond. 2. Fundering op staal met grondverbetering; Een fundering op staal waarbij de (bovenste) slecht draagkrachtige lagen worden vervangen door draagkrachtig materiaal (meestal zand of puingranulaat). 3. Fundering op staal versterkt met geokunststof-

Figuur 5 – Aan te houden spreiding in de funderingslaag voor VO.

GEOTECHNIEK

21

JUNI 2019


windturbine zelf (vaak met schoorpalen). • Zettingsverschillen tussen de kraanopstelplaats en de omliggende opslagplaats en toegangswegen. - Modellering van zettingen In het ontwerp van de kraanopstelplaats dienen de te verwachten zettingen als gevolg van aanleg van de kraanopstelplaats en de hijsbewegingen getoetst te worden. Bij aanleg zal deze toetsing plaatsvinden aan eisen met betrekking tot de restzetting na oplevering van de kraanopstelplaats. Doel hiervan is het voorkomen van te grote zettingsverschillen met de omgeving en het waarborgen van voldoende ontwateringsdiepte van de kraanopstelplaats, zowel tijdens de bouwfase als de onderhoudsfase van de windturbine. Ook dient het ontwerp getoetst te worden aan (verschil)zettingen als gevolg van vervormingen van de fundering en ondergrond door hijsbewegingen. Dit heeft als doel om te waarborgen dat eventuele rotaties van de kraan tijdens het hijsen acceptabel klein blijven. Dit kan leiden tot relatief strenge eisen aan (verschil)zettingen omdat een kleine verschilzetting op funderingsniveau leidt tot een relatief grote vervorming van de tip van de kraan op grote hoogte.

van de realisatie, het beheer en het onderhoud van een kraanopstelplaats. Ook monitoring ten behoeve van het volgen van risicovolle processen (vervormingen, trillingen en geluid) tijdens de aanleg van de opstelplaats of de hijsoperatie zijn behandeld. De kwaliteitsborging en beproeving van de gerealiseerde constructies komen ook aan bod. Hierbij wordt aandacht geschonken aan tijdelijke opstelplaatsen en interacties met onder andere de aanleg van kabels, de windturbinefundatie, de bouwwegen en het transport van de windturbine.

Realisatie, beheer en onderhoud

De publicatie heeft dan ook het karakter van een handreiking ten behoeve van het ontwerp om

De handreiking geeft aandachtspunten ten aanzien

Tot slot Het was aanvankelijk de bedoeling om een ontwerprichtlijn te ontwikkelen. Gaandeweg bleek echter, dat het ontwikkelen daarvan een complexe opgave is. De reden hiervoor zijn de locatie specifieke factoren, waardoor een ontwerp op maat nodig is. Daar komt bij, dat het vaak op een laat moment pas bekend is welke kraan/kraantype zal worden ingezet of welke belastingen daadwerkelijk zullen optreden. Het opstellen van een concreet toegesneden ontwerp vóórdat de werkelijk toe te passen kraan bekend is – inclusief daar bijhorende drukfiguur en windbelasting – zal vaak leiden tot een herontwerp in een later stadium.

hiermee in de komende jaren ervaring op te doen, zodat deze te zijner tijd kan worden bijgewerkt tot een ontwerprichtlijn. Om te komen tot verdere ontwikkeling zijn suggesties en aanvullingen zeer welkom. Zowel de Nederlandstalige als de Engelstalige versie van de handreiking is gratis te downloaden via: www.stowa.nl/publicaties/handreiking-kraanopstelplaatsen-bij-de-bouw-van-windturbines

Tevens wordt door PAO Techniek en Management een cursus georganiseerd waarin alle onderwerpen in de handreiking worden behandeld en nader worden toegelicht. Inschrijven kan via: https://paotm.nl/nl/cursus/kraanopstellingen -bij-windturbines/?profession=216&page= 2&interest=343

Referenties 1. Stowa-publicatie Kraanopstelplaatsten bij de bouw van windturbines, rapport 2019-02, ISBN 978.90.5773.856.2 2. CUR/Geo-Impuls-rapport 247, Risicogestuurd grondonderzoek, van planfase tot realisatie. Zie www.kivi.nl/afdelingen/geotechniek/geonet/geo -impuls/producten. 쎲

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

GEOTECHNIEK

22

JUNI 2019


VRA AG & ANT WOORD CGF 1 EXAMEN, DEEL C, JUNI 2018 VRAAG C (totaal 35 punten)

Vraag 1 (5 punten)

Uitbaters van een bruin café klagen al jaren omdat hun biljart tafel niet horizontaal blijft staan, de biljartballen rollen richting één zijde van het café. Het café is aan de voor- en achterzijde gefundeerd op een strokenfundering op staal. De ondergrond bestaat uit een zettingsgevoelige maar doorlatende grondsoort. in figuur 1 is de situatie weergegeven. Ten gevolge van een hardnekkige grondwaterverontreiniging is een bemaling geïnstalleerd op een afstand van 4 m uit de voorgevel van het café. Om de oorzaak van de scheve biljarttafel te achterhalen, wordt het volgende onderzoek uitgevoerd. In tabel 1 zijn de gegevens weergegeven.

Bij het toepassen van een langdurige bemaling wordt de omgeving negatief beïnvloed, geef kort aan wat deze bezwaren zijn.

Vraag 2 (5 punten) De bemaling staat langdurig aan met een debiet van 10 m3/uur. Bereken de verlaging van de grondwaterstand ter plaatse van de strokenfundering aan de voor- en aan de achterzijde.

Uitgangspunten bij de berekening zijn dat de belastingspreiding van de strokenfunderingen buiten beschouwing wordt gelaten, de bemaling is langdurig (de eindzetting t = 10.000 dagen wordt in rekening gebracht) en de belastingverhoging treedt op na de grensspanning.

Vraag 4 (6 punten) Is het café richting de voor- of achterzijde gezakt en hoe groot is de totale rotatie van het gebouw (als helling van de constructie)?

Vraag 3 (15 punten) De verlaging van de grondwaterstand veroorzaakt zetting in de ondergrond. Bereken de eindzetting conform de Angelsaksische methode t.p.v. de strokenfundering aan de voor- en achterzijde.

Vraag 5 (4 punten) De bemaling wordt uitgezet en op 4 m afstand vanuit de voorgevel wordt een tijdelijke bouwput gerealiseerd. Om schade aan het café tijdens de bouwwerkzaamheden te voorkomen dient voor de methode van uitvoering eisen gesteld te worden aan de bouwkuipwand. Beschrijf deze eisen kort en motiveer kort uw antwoord.

Antwoorden Vraag 1 Verlaging van de grondwaterstand, zakking van het maaiveld, verspreiding/mobiliteit van verontreinigingen in het grondwater, onttrekkingen door derden, droogstand van houten palen en verdroging gewassen Vraag 2 De formule van de Glee: ǵhw= Q / (2 . Ț . kD) . Ko{ȕ /r} en Q= 10m3/uur . 24 uur = 240 m3/dag Strokenfundering voorzijde: > r1 / ȕ = 4 / 400 = r1 = 4m en ȕ = 400m = > Ko = 4,72 0,01 = ǵhw1 = 240 / 2 . Ț . 500 . 4,72 = 0,36 m

Tabel 1: Gegevens

ȍdroog

ȍnat

Grondlaag

Diepte [m NAP] Van Tot

Gws [m NAP]

kD [m2/dag]

ȕ [m]

CR [kN/m3] [kN/m3] [-]

Zettingsgevoelige laag

0,0

-1,0

500

400

14,0

-6,0 à -8,0

Strokenfundering voorzijde Diepte [m NAP] 0,0 -1,0 -3,3 ǵze

Ȝ’oorspronkelijk [kN/m2]

Diepte [m NAP]

18,0

CȊ [-]

0,15 0,0025

Opmerking

Ȝ’nieuw [kN/m2]

0,0 0,0 0,0 14,0 -1,36 19,0 grondwaterstand 32,4 -3,3 34,5 1/2 laag onder fundering 0,15 . 5,4 . log (34,5 / 32,4) + 0,0025 . 5,4 . log (10000/1) = 0,076 m

Strokenfundering achterzijde Diepte [m NAP]

Ȝ’oorspronkelijk [kN/m2]

0,0 -1,0 -4,3 ǵze

0,0 0,0 0,0 14,0 -1,29 18,1 grondwaterstand 40,4 -4,3 34,2 1/2 laag onder fundering 0,15 . 7,4 . log (40,4 / 34,2) + 0,0025 . 7,4 . log (10000/1) = 0,154 m

Diepte [m NAP]

Ȝ’nieuw [kN/m2]

Opmerking

GEOTECHNIEK

23

JUNI 2019

Strokenfundering achterzijde: r2 = 4 + 6m = 10m en ȕ = 400m = > r1 / ȕ = 10 / > Ko = 3,83 400 = 0,025 = ǵhw2 = 240 / 2 . Ț . 500 . 3,83 = 0,29 m Vraag 3 Ze = Cr . ho . log (Ȝ’nieuw /Ȝ’oorspronkelijk) + CȊ . log (t / t1) Vraag 4 Richting de achterzijde van het café, totale rotatie gebouw als helling van de constructie 1 / ( (0,154 – 0,076) /6) = 1 : 77 Vraag 5 Trillingen: Aanbrengen bouwkuipwand dient trillingsvrij te zijn, Ontgravingen: Geen horizontale verplaatsingen, Bemalingen: Geen verlaging van de grondwaterstand beneden de laagste grondwaterstand rekening houdend met eerdere bemalingen.


ir. Tom Laumen BAM Infraconsult

Javier Salazar Rivera M.Sc. BAM Infraconsult

ing. Jaap Cromwijk VolkerInfra, een koninklijke VolkerWessels onderneming

SOFTENING BIJ ANKERPALEN, VAN VERVORMING NAAR DRAAGKRACHT(REDUCTIE) CUR 236 beschouwt de veerstijfheid van ankerpalen door middel van een interactie model, waarin grondschuifveren langs de paalschacht en de stijfheid van de ankerpaal samen de piekschuifspanning langs de schacht modelleren. Dit rekschuifspanningsverloop kan in zand een bepaald piekgedrag vertonen, waarbij het verloop na de piek, van piekschuifspanning (τpiek) naar de residuele schuifspanning (τres), ook wel softening wordt genoemd. In de CUR is als ‘best guess’ aangenomen dat deze reductie plaats vindt over een verplaatsing van 1 mm. De reductie van de schuifspanning is in de CUR aangehouden op 50% van de piekspanning, ongeacht de eigenschappen van het zand of de ankerpalen. In de thesis ‘Strain softening for micropiles under tensile loading’ is dit aspect verder onderzocht en de bevindingen hieruit worden in dit artikel besproken. Daarnaast is er nog een stap verder gezet en worden de (mogelijke) gevolgen voor de ontwerppraktijk besproken. In het onderzoek is er gekozen om met behulp van directe schuifproeven en bestaande literatuur softening te onderzoeken.

Softening en het lengte-effect Een ankerpaal haalt zijn trekcapaciteit uit schuifspanningen, die ontwikkelen langs de schacht van de paal. Er ontwikkelt zich een niet-uniform

verplaatsingsverschil over de lengte van de ankerpaal ten gevolge van de elastische verlenging van de paal. De mate van relatieve verplaatsing t.o.v. het omringende grondmassief en de relatieve verplaatsing over de lengte van de paal bepalen de schuifspanningen langs de ankerpaal. Dit is voor een homogeen grondmassief schematisch weergegeven in figuur 1. In het geval van oneindig stijve palen is de verplaatsing uniform over de lengte van de ankerpaal en gelijk aan de absolute verplaatsing aan de onderkant van de paal. De relatieve verplaatsingen tussen paal en grond zijn dus gelijk over volledige lengte van de paal. In het geval van een relatief ‘slappe’ paal verplaatst de paal relatief veel ten gevolge van de elastische verlenging. Hierdoor ontstaan differentiële verplaatsingen over de lengte van de paal en dus verschillende verplaatsingen/deviatorrekken langs de schacht, aangegeven met de rode punten in figuur 1. Dit effect wordt ook wel het lengte effect genoemd. Met de aanname van een constante schuifsterkte langs de lengte van de paal, genormaliseerd voor de normaalspanning, is de in deze alinea beschreven interactie weergegeven in figuur 1. De stijfheid en lengte van de paal zijn de variabelen

Aanpak onderzoek interactie zand - ankerpaal In de thesis is er gekeken naar het lokale gedrag van zand, dus softening. Dit gedrag kan vervolgens worden vertaald naar een globale respons van de ankerpaal. Hierbij is er allereerst theoretisch gekeken hoe het zand zich gedraagt en vervolgens naar de ankerpaal-zand interactie. Vervolgens zijn er ter bevestiging ‘schaalproeven’ uitgevoerd om de theorie te bevestigen. Hierbij is de aanname gedaan dat de manier waarop het zand wordt belast in een directe schuifproef, de interactie zand-groutlichaam goed benadert. Deze aanname is gerechtvaardigd door het gedrag dat zand vertoont tijdens bezwijken onder schuifspanning. In dit geval ontstaat er een dun glijvlak langs de paal, ook wel een ‘shearband’ genoemd. Deze zone is in de orde grootte van enkele keren de D50 van het zand (Tehrani et al., 2016). Proefresultaten van metingen verricht ter plaatse van de paalschacht van een modelpaal (geschaald) zijn weergegeven in figuur 2 (Tehrani et al., 2016), waarbij de afstand van het paaloppervlak tot de ‘shearband’ genormaliseerd is ten opzichte van de D50. De shearband is weergegeven langs een stuk paal, ten opzichte van het middelpunt van

Figuur 1 – Schuifspanningsontwikkeling: stijve paal t.o.v. flexibele paal.

GEOTECHNIEK

die beïnvloeden of de paal schuifspanningen afdraagt volgens de oneindig stijve paal of meer volgens de flexibele paal uit figuur 1. Aangezien de trekcapaciteit van een ankerpaal de som is van de schuifspanningen langs de schacht, is deze dus ook afhankelijk van deze parameters. Deze afhankelijkheid wordt voor de trekcapaciteit van een ankerpaal verdisconteerd door middel van de f3 factor (≤1,0), ook wel het lengte effect genoemd. Voor de stijfheid van de ankerpaal geldt dit idem dito. Deze afhankelijkheid wordt in CUR236 beschreven door lokaal de schuifspanningen te beschouwen en het fenomeen softening mee te nemen. Softening en het lengte-effect (of de bijbehorende f3-factor) belichamen dus beide hetzelfde fenomeen, met als verschil dat softening het effect op lokaal niveau is en het lengte-effect de totale invloed van deze softening op de trekcapaciteit verdisconteert.

24

JUNI 2019


SAM E N VAT T I N G SAM E N VAT T I N G In het kader van een afstudeeropdracht aan de TU Delft is er in de M.Sc. (Master of Science) thesis van Tom Laumen onderzoek gedaan naar softening bij ankerpalen. Hierbij is er op lokaal niveau gekeken naar het zandgedrag in het contactvlak grout-grond met als doel meer te weten te komen over

softening. De aanname uit CUR236 dat een restschuifspanning overblijft van 50% van de maximale schuifspanning lijkt een conservatieve inschatting te zijn. Uit de proeven bleek een afname tussen de 0% en 30%, afhankelijk van de dichtheid van het zand en de effectieve spanningen.

de microscoopmeting, zrel, genormaliseerd ten opzichte van paaldiameter B (31,75 mm). in figuur 2 is er verder onderscheid gemaakt in de relatieve ruwheid, Rn (=ruwheid interface/D50). Beide interfaces, Rn= 0,26 en Rn=1,14 zijn ‘ruw’. Er is aangenomen dat de ‘shear band’ in een directe schuifproef, onderzocht door onder andere Uesugi et al. (1988) en De Jong et al. (2003), voldoende dik is om het lokale bezwijkgedrag ter plaatse van een ankerpaal te benaderen. Om de grond-grout interactie te onderzoeken is er gekozen voor een simpele opzet, met zand in beide dozen van het schuifproefapparaat. Hierbij is er bewust gekozen niet een van de dozen te vullen met grout. Hierdoor konden er relatief veel proeven worden uitgevoerd. De verstoring van de meetresultaten ten gevolge van vastzittende korrels is een belangrijk argument om grout in een doos te vermijden (Breure & Everts, 2014).

Figuur 2 – Dikte ‘shearband’ t.g.v. schachtwrijving bij twee ‘ruwe’ palen (Tehrani et al., 2016) voor verschillende waarden van Rn.

De in-situ geconstrueerde interface ter plaatse van een ankerpaal, waarin zandkorrels vast zitten in het grout is rechtstreeks verbonden met het omliggende zand. Conform de theorie van Kishida & Uesugi (1987) is een interface met een ruwheid (diepte ‘ribbels’ van contactvlak) groter dan 10% van de D50 van een zand, een ruw interface. In dit geval is een interface net zo ‘sterk’ als zand-zand, met andere woorden φinterface = φzand. Dit is aangenomen voor een ankerpaal. De keuze voor schuifproeven met in beide dozen zand wordt daarom gezien als representatief voor de zandgrout interactie.

Softening: theorie Been & Jefferies (1985) toonden aan dat het gedrag van zand afhankelijk is van de ‘state parameter’. Vereenvoudigd houdt dit in dat het gedrag van zand afhankelijk is van een combinatie van de dichtheid en de heersende effectieve spanningen. Een hogere aanvangsdichtheid zorgt voor meer dilatant gedrag. Hogere effectieve spanningen zorgen voor meer contractant gedrag. Een samenspel tussen beide variabelen bepaalt het zandgedrag. Bolton (1986) linkte een hogere waarde van φ aan dilatant gedrag. Hierbij wordt de dilatantiehoek genoemd als oorzaak voor de toename in de schuifsterkte, welke zich manifesteert in de vorm van een piekgedrag. Tevens licht Bolton (1986) toe dat dit dilatant gedrag, conform wat de state parameter

Figuur 3 – Schuifspannings-verplaatsingsverloop voor verschillende Dr, normaalspanning = 107 kPa.

al beschreef, afhankelijk is van de relatieve dichtheid. Het softening gedrag is conform de literatuur dus afhankelijk van de relatieve dichtheid en de effectieve spanningen in de grond.

GEOTECHNIEK

25

JUNI 2019

Softening: fysiek modelleren De schuifproeven zijn voor verschillende drukken en relatieve dichtheden uitgevoerd, in droge condities. De relatieve dichtheden (Dr) zijn gevarieerd van 50% tot en met 100%. De proeven zijn uit-


gevoerd met een effectieve normaalspanning van 107 kPa en 510 kPa. De grootte van de beproefde monsters is 100 mm x 100 mm x 30,7 mm (L x B x H).

Resultaten Enkele proefresultaten hiervan zijn weergegeven in figuur 3. Het monster is beproefd met een normaalspanning van 107 kPa, uitgaande van een neutrale horizontale korrelspanningscoëfficiënt (K0 aangenomen op 0,4) vertaalt zich dit naar een gemiddelde effectieve spanning (p’) van 64 kPa, . Deze spanning is slechts een ruwe benadering van de werkelijkheid maar gezien de theoretische invloed van de gemiddelde korrelspanning wel belangrijk om te benoemen. Op de horizontale as staat de horizontale verplaatsing, ux, op de verticale as de gemobiliseerde schuifspanning τmob. De pieksterkte en de daaropvolgende softening is duidelijk zichtbaar. Daarnaast kan er ook een verloop in het piekgedrag worden geobserveerd. De beproefde monsters met een hogere relatieve dichtheid laten een

duidelijk groter piekgedrag zien en dit neemt af tot helemaal geen piekgedrag meer, bij een relatieve dichtheid van ongeveer 50%. Om de verhouding tussen piek- en residuele spanning te kwantificeren is de residuele schuifspanning genormaliseerd ten opzichte van de piekschuifspanning. Dit is gedaan voor zowel een normaalspanning van 107 kPa als een normaalspanning van 510 kPa. Deze resultaten zijn weergegeven in figuur 4. Op de horizontale as is de relatieve dichtheid gegeven, op de verticale as is de verhouding residuele/piekschuifspanning gegeven. Conform de schuifspanningsontwikkeling in figuur 3 is er een omgekeerd lineaire correlatie tussen de relatieve dichtheid en de verhouding tussen pieken residuele schuifspanning. Er is daarnaast slechts een kleine spreiding waarneembaar in de resultaten. De proeven met een hogere normaalspanning vertonen minder softening ten opzichte van de resultaten bij een lagere normaalspanning. Naast een kwantitatieve analyse op de reductie van de piekschuifspanning naar de residuele schuifspanning is er ook gekeken naar de beno-

Figuur 4 – Verhouding piekschuifspanning – residuele schuifspanning.

digde verplaatsing hiervoor. Hierbij is er specifiek gekeken naar de benodigde verplaatsing ǵusoftening om te komen van de piekschuifspanning tot de residuele schuifspanning. Dit is weergegeven in figuur 5. Hierin zijn voor zowel de proeven met 107 kPa normaalspanning als met 510 kPa normaalspanning de resultaten getoond voor verschillende relatieve dichtheden. De verplaatsingen variëren tussen de 1,6 mm en 3,2 mm, zonder duidelijke correlatie tussen de relatieve dichtheid, korrelspanning en/of ǵusoftening.

Interpretatie resultaten Op basis van de uitgevoerde proeven is duidelijk geworden dat de reductie ten gevolge van softening tenminste afhankelijk is van de relatieve dichtheid van het zand en de korrelspanningen. Dit alles is in overeenstemming met de theorie van Bolton (1986) en Been & Jefferies (1985). Een lineair verband tussen de softening reductie en de relatieve dichtheid benadert de resultaten, per spanningsniveau, nauwkeurig. Dit is weergegeven in figuur 6. Voor de verschillende korrelspanningen geldt een ander verloop, waarbij er afhankelijk van de spanningsverhoging, steeds minder softening optreedt. De maximaal gemeten reductie bedraagt 30%. Ten aanzien van de verschilverplaatsing tussen τpiek en τres (ǵusoftening) is er een gemiddelde verplaatsing waargenomen van 2,3 mm. Hierbij moet in acht genomen worden dat het geforceerde glijvlak in de directe schuifproef een bepaalde dikte heeft, welke bepalend is voor de schuifrekken, en dus voor de relatieve verplaatsingen tussen zand en paal. De dikte van het bezwijkvlak rondom een paal is niet per definitie even groot als in een schuifproef. Hierdoor is de bepaling van de benodigde verplaatsing voor de mobilisatie van piek- naar residuele schuifspanning slechts een benadering. Door het vergelijken van het bezwijkvlak in zowel de schuifproef als lokaal bij een ankerpaal kan wel een goede benadering worden verkregen. Dit is in de thesis theoretisch onderbouwd, in de vergelijking tussen Uesugi et al. (1988) en De Jong et al. (2003) en Tehrani et al. (2016).

Vergelijken model CUR236 t.o.v. onderzoeksresultaten De resultaten van de directe schuifproeven wijken af van de aanname in CUR 236. De ‘softening reductie’ in CUR 236 is aangehouden op 50%. In de proeven is, enkel kijkende naar het zandgedrag, een maximale afname van 30% gemeten bij een normaalspanning van 107 kPa. Deze reductie is daarnaast ook dichtheidsafhankelijk, waarbij deze in het geval van lage relatieve dichtheden (≤ 50%) naar 0% kan afnemen. Naarmate de effectieve spanningen toenemen, neemt de reductie vanaf τpiek ook verder af. Wanneer deze waarden worden vergeleken met de

Figuur 5 – Verplaatsing van piek- tot residuele schuifspanning gepresenteerd t.o.v. Dr, voor verschillende normaalspanningen.

GEOTECHNIEK

26

JUNI 2019


verhouding tussen tan(φ) en tan(ψ) (dilatantiehoek) conform Bolton (1986) worden soortgelijke reducties gevonden. Ook dit gegeven ondersteunt de verhouding tussen de piek- en residuele schuifsterkte. In het huidige CUR 236 model spelen effectieve spanningen en de relatieve dichtheid geen rol voor de softening. Met betrekking tot het lengteeffect (f3) maakt de CUR236 een conservatieve inschatting, kijkende naar het zandgedrag. Voor het vervormingsgedrag, vaak in combinatie met een onderwaterbeton vloer, is het niet eenvoudig te zeggen wat het effect is op de ontwerppraktijk. Ter illustratie is met behulp van de proefresultaten bij een normaalspanning van 107 kPa en 510 kPa, het huidige model van CUR236 aangepast naar een dichtheidsafhankelijk schuifspanningsverloop. Dit is weergegeven in figuur 7.

Figuur 6 – fsoftening per normaalspanning uitgezet tegen Dr. Figuur 7 – Aangepaste CUR 236 versie schuifspanningsverloop o.b.v. interpretatie schuifproeven

Aanbevelingen Om aan te tonen hoe dit zandgedrag zich vertoont ter plaatse van ankerpalen moet softening nauwkeurig en lokaal gemeten worden in bezwijkproeven op ankerpalen. Hierbij zou het gebruik van glasvezel voor het meten van de rekken in de paal de beste optie zijn. Een andere mogelijkheid, simpelere methodiek, is het doortrekken van de ankerpalen tijdens bezwijkproeven, zoals staat beschreven in Laumen (2018). Wanneer dit uitgevoerd wordt in combinatie met grondonderzoek kan de aangenomen toestand (zowel korrelspanningen als dichtheid) in de praktijk worden bevestigd. Dit zal voor alle verschillende ankerpaaltypes onafhankelijk moeten worden gedaan. De proeven zijn uitgevoerd op pleistoceen zand uit de formatie van Drente. In Laumen (2018) zijn op basis van literatuur de afhankelijkheden benoemd. In praktijk zal dit bevestigd moeten worden voor zand met andere korrelkarakteristieken, uit andere formaties. Het is meer realistisch om softening en het lengteeffect (een directe afgeleide van softening), ook dichtheids- en spanningsafhankelijk te maken. Hierbij is er echter ook een meer diepgaande rekenmethodiek benodigd om dit te verwerken. Het simpelweg aflezen van de f3 voor het bepalen van de softening reductie neemt de afhankelijkheid voor de relatieve dichtheid niet mee. Een verdere verdieping om het softening gedrag spanningsafhankelijk te maken zou een betere benadering van de werkelijkheid zijn. Indien er wordt besloten om dit te doen, moet er ook rekening gehouden worden met een spanningsafhankelijke rekenmethodiek. Betreffende de verplaatsing van piekschuifspanning naar de residuele schuifspanning kunnen uit de proefresultaten geen harde conclusies

worden getrokken. Wel kan er op basis van de proefresultaten, in combinatie met literatuur, afgeleid worden dat het lokale schuif-rek gedrag wordt benaderd in de directe schuifproeven. De aangenomen verplaatsing van 1,0 mm van τpiek naar τres lijkt op basis van de proeven een veilige aanname. Ervan uitgaande dat de dikte van het bezwijkvlak enkele mm’s (4 tot 20*D50) bedraagt, lijkt een verplaatsing van 2 à 3 mm waarschijnlijker. Dit is groter dan de aangenomen verplaatsing van 1,0 mm uit de CUR 236.

Literatuur - Stichting SBRCURnet, Ankerpalen: tweede herziene versie van CUR-publicatie 236, november 2017, Delft - Laumen, T., Strain softening for micropiles under tensile loading, M.Sc. thesis TU Delft, oktober 2017, http://resolver.tudelft.nl/uuid:263fa2bb d0c0-424c-9498-b8e9c4b46bc7 - Tehrani, F.S., Han, F., Salgado, R., Prezzi, M.,

GEOTECHNIEK

27

JUNI 2019

Tovar, R.D., Castro, A.G., Effect of roughness on the shaft resistance of non-displacement piles embedded in sand, Géotechnique 66.5, 2016 - Uesugi, M., Kishida, H., Tsubakihara, Y., Behavior of sand particles in sand-steel friction, Soils and foundations 28.1, March 1988, 107-118 - De Jong, J.T., Randolph, M.F., White, D.J., Interface load transfer degradation during cyclic loading: a microscale investigation, Soils and Foundations 43.4, Japanese Geotechnical Society, August 2003, 81-93 - Uesugi, M., Kishida, H., Influential factors of friction between steel and dry sands, Soils and foundations 26.2, 1986, 33-46 - Been, K., Jefferies, M.G., A state parameter for sands, 1985, Géotechnique No. 2, p. 99-112 - Bolton, M. D, The strength and dilatancy of sands, Géotechnique 36.1, 1986, 65-78 - Breure, W., Everts H.J., Schuifspanningsverplaatsingsgedrag grout-zand, Vakblad Geotechniek, juli 2014, p. 68 – 71. 쎲


Herman Keijer Fugro NL Land BV

Frans Seignette Fugro NL Land BV

FUNDEREN IN AMSTERDAM DE MYTHE VAN DE ZAKKENDE 1 e ZANDLAAG Geologie en Bodemopbouw In figuur 1 zijn vereenvoudigde doorsneden van de Amsterdamse bodem weergegeven, die gemaakt zijn met behulp van het Digitaal Geologisch Model van TNO. Hieruit blijkt dat de bodemopbouw grote variatie vertoont, waardoor in de lokale geotechniek van oudsher onderscheid wordt gemaakt tussen de 1e, 2ee en 3e zandlaag.

Het zakkingsgedrag van deze zandlagen en de bouwwerken die daarin zijn gefundeerd verschilt. Omdat er een relatie bestaat met de ouderdom van de zandlagen wordt onderstaand kort de geologische opbouw (Dinoloket en www.geologievan nederland.nl) van oud naar recent beschreven: De 3e zandlaag betreft de Formaties van Urk en Sterksel, die dateren van het Midden Pleistoceen. Tijdens de voorlaatste ijstijd (Saalien – 238.000 tot

126.000 jaar geleden) werd de noordelijke helft van Nederland bedekt door landijs. Op de grens drongen ijstongen lokaal diep in de bodem, waardoor glaciale bekkens ontstonden. De omvang van het glaciale bekken onder Amsterdam is in figuur 1 aangeduid door een blauwe lijn. Aan het eind van het Saalien ontstond een gletsjermeer, dat werd opgevuld met afwisselend klei- en zandlaagjes (Formatie van Drente). Hierna volgde een warmere periode (Eemien – 126.000 tot 116.000 jaar geleden). De zeespiegel steeg tot maximaal ca. 6 m boven het huidige zeeniveau. Vanuit zee werd klei afgezet (Eem Formatie). Tijdens de laatste ijstijd (Weichselien – 116.000 tot 11.700 jaar geleden) bereikte het landijs Nederland niet. Er heerste een toendraklimaat. Er werd vooral zand afgezet (Formatie van Boxtel), zowel door smeltwater als door wind. Binnen het Weichselien kwamen ook warmere perioden (interstadialen) voor. In de Amsterdamse bodemopbouw is het Allerød interstadiaal (13.900 tot 12.850 jaar geleden) herkenbaar aangezien in deze periode behalve zand ook klei en lokaal veen zijn afgezet. Het onderste deel van de Formatie van Boxtel wordt in Amsterdam de 2e zandlaag genoemd. Hierop liggen de afzettingen van het Allerød interstadiaal. Het bovenste deel van de Formatie van Boxtel wordt de 1e zandlaag genoemd. Tijdens het koudste deel van het Weichselien stond de zeespiegel ongeveer 120 m lager dan nu, de Noordzee lag grotendeels droog. Ongeveer 11.700 jaar geleden eindigt het pleistoceen en begint het Holoceen, de warmere periode waarin we nu leven. De zeespiegel steeg aanvankelijk snel en vanaf ongeveer 7000 jaar geleden langzamer. Afhankelijk van het hoogteverschil tussen zeespiegel en het land werd veen (Formatie van Nieuwkoop) of klei en wadzand (Formatie van Naaldwijk) afgezet. In figuur 2 is de geologie en de bodemopbouw weergegeven in een representatieve sondeergrafiek.

Funderingstypen De oudste gebouwen in Amsterdam Centrum werden gefundeerd op kleefpalen of zelfs op staal (met name ter plaatse van de oude dijken). Vanaf de 15e eeuw was het technisch mogelijk om houten palen “op stuit” naar de zogenaamde

Figuur 1 – Vereenvoudigde doorsneden geologie en bodemopbouw Amsterdam met ingetekende sondeergrafiek.

GEOTECHNIEK

28

JUNI 2019


SAM E N VAT T I N G SAM E N VAT T I N G lang een mythe dat de 1e zandlaag ongeveer 1 mm/jaar zou zakken ten opzichte van de 2e zandlaag ondanks dat er maar weinig samendrukbaar materiaal tussen beide zandlagen aanwezig is. In dit artikel wordt op basis van meetresultaten aangetoond dat er niet of nauwelijks zakkingsverschil tussen beide zandlagen optreedt, waarmee de mythe wordt ontzenuwd.

In dit artikel wordt een overzicht gegeven van de geologie en bodemopbouw van Amsterdam en van de toegepaste funderingstypen. De grootste aandacht gaat naar houten paalfunderingen, het herstel daarvan en het zakkingsgedrag van deze funderingen en de draagkrachtige bodemlagen. De houten palen zijn van oudsher geheid tot in de zogenaamde 1e zandlaag. Recenter toegepaste betonpalen worden meestal geheid naar de zogenaamde 2e zandlaag. Er bestaat al

Figuur 3 – Kaart Funderingstypen Amsterdam.

Figuur 2 – Sondeergrafiek met geologie en bodemopbouw.

eerste zandlaag op ongeveer NAP -12 m te heien. Aanvankelijk gebeurde dit alleen voor zware constructies zoals stadspoorten, later ook voor woningbouw. In gebied A van figuur 3 komen deze funderingstypen door elkaar voor. In de loop der eeuwen zijn er natuurlijk ook veel panden gesloopt en vervangen door nieuwere met betere funderingen. Aan het begin van de 17e eeuw begon de aanleg van de Grachtengordel. Hier zijn vrijwel alle panden gefundeerd op houten palen, die “op stuit” zijn geheid in de eerste zandlaag. Aanvankelijk werden de palen zonder een vast patroon verspreid onder de bouwmuren geheid. Het funderingshout bestond uit een enkele plaat langshout van ca. 10 cm dikte en 40 tot 50 cm breedte, die over paalkoppen werd gelegd en waarop de bouwmuren werden gemetseld (type B, zie ook figuur 3). Vanaf 1701 werd de zogenaamde Amsterdamse

GEOTECHNIEK

29

JUNI 2019


houten paalfundering verplicht gesteld. Deze constructie bestaat uit een dubbele palenrij met kespen en langshout (type B1). Sinds ongeveer 1925 werd de houten funderingsconstructie vervangen door betonopzetters (type C) of alleen betonnen funderingsbalken (type C1). Vanaf ongeveer 1955 werden voor hoogbouw betonpalen naar de 2e zandlaag toegepast (type D). Het was toen inmiddels mogelijk om grondonderzoek uit te voeren door middel van sonderingen en er was inmiddels een berekeningsmethode voor de draagkracht van palen beschikbaar (Van Mierlo & Koppejan 1952). De draagkracht van een paal wordt sindsdien berekend uit draagkracht punt plus positieve schachtwrijving minus negatieve kleefbelasting. De meest toegepaste paalsystemen zijn sinds 1955 prefab

betonpalen en Vibro-palen. Vanaf 1960 ontstond een sterke afname van de toepassing van houten palen. De funderingen van de kostbare grachtenpanden in het oude centrum van Amsterdam waren in de 20e eeuw regelmatig aan vervanging toe. De funderingen waren toen ruim 300 jaar oud en gingen in kwaliteit achteruit waardoor verzakkingen ontstonden. Ook bestond de wens om de panden te renoveren, waardoor de belasting op de fundering vrijwel altijd toe zou nemen. Het eerste funderingsherstel werd uitgevoerd met behulp van betondrukpalen (systeem De Waal). Dit systeem was echter zeer arbeidsintensief, zodat vanaf ca. 1980 meestal gebruik wordt gemaakt van inwendig geheide stalen buispalen (trillingsarm). Voor het trillingsvrij uitvoeren van funderingsherstel wordt meestal gebruik gemaakt van schroefinjectiepalen.

Zakkingsgedrag houten paalfunderingen Ongeveer tot 1955 werden houten paalfunderingen empirisch ontworpen. Deze funderingen vertonen over het algemeen een (beperkt) doorgaand zakkingsgedrag doordat er bij het ontwerp geen rekening is gehouden met negatieve kleefbelasting op de palen. In Amsterdam worden zakkingssnelheden van 1,0 à 1,5 mm/jaar daarom als normaal beschouwd. De 19e eeuwse panden met deze huidige zakkingssnelheden vertonen over het algemeen weinig schade omdat de zakkingsverschillen beperkt zijn gebleven tot enige centimeters. De absolute zakkingen sinds de bouw bedragen meestal 0,20 tot 0,25 m. Opmerking: De grenzen tussen de gebieden met verschillende funderingstypen zijn globaal en er zijn altijd uitzonderingen

De mythe van de zakkende 1e zandlaag Reeds vóór het begin van de loopbaan van de schrijvers van dit artikel, ruim 40 jaar geleden, bestaat er in Amsterdam een mythe die verluidt dat de 1e zandlaag zou zakken ten opzichte van de 2e zandlaag (vaak wordt een zakkingssnelheid van 1 mm/jaar genoemd). Om deze reden vereist het bevoegd gezag in Amsterdam nog steeds dat er rekening moet worden gehouden met dit verschil in zakkingsgedrag bij het uitvoeren van funderingsherstel in de 2e zandlaag als aangrenzende panden van dezelfde bouweenheid in de 1e zandlaag zijn gefundeerd.

Figuur 4 – Zakkingsgrafiek van meetbouten in panden met funderingsherstel in de 1e zandlaag.

Uit figuur 1 blijkt dat de 1e zandlaag, de 2e zandlaag en de tussenliggende lagen behoren tot de Formatie van Boxtel. Deze formatie is afgezet tijdens het Weichselien (laatste ijstijd). Het materiaal tussen de 1e en de 2e zandlaag is afgezet tijdens het Allerød interstadiaal, een warmere periode in deze ijstijd. Over het algemeen bestaat dit materiaal uit los tot matig vast gepakt zand met daarin 0,5 m klei en/of 1,0 m kleiïg zand. Het Allerød interstadiaal wordt gedateerd op een ouderdom van 13.000 tot 14.000 jaar. Gezien de ouderdom van deze lagen is het samendrukkingsproces tegenwoordig uitsluitend seculair van aard. Afgezien van het logaritmische verloop en op basis van 1 mm/jaar samendrukking zou er inmiddels een samendrukking van minimaal 13 tot 14 m moeten zijn opgetreden. Dit is nogal onwaarschijnlijk voor zo weinig samendrukbaar materiaal. Bovendien heeft de Meetkundige Dienst van RWS in 1997 de zakking van het pleistoceen in Amsterdam, dus inclusief de 1e en 2e zandlaag, bepaald op 0,2 tot 0,4 mm/jaar.

Figuur 5 - Zakkingsgrafiek van meetbouten in panden met funderingsherstel in de 2e zandlaag.

GEOTECHNIEK

30

JUNI 2019

Met behulp van het Meetboutennet van de gemeente Amsterdam is geprobeerd aanvullend bewijs te vinden om aan te tonen dat het veronder-


stelde zakkingsverschil tussen de 1e en 2e zandlaag een mythe is. In Amsterdam zijn op grote schaal meetbouten aangebracht om de zakkingen van gebouwen (funderingen) te monitoren, met name in de 19e eeuwse wijken. In Stadsdeel Zuid zijn relatief veel metingen uitgevoerd, vooral in relatie met de aanleg van de Noord-Zuidlijn van de metro. Deze metingen zijn integraal per bouwblok uitgevoerd, zonder rekening te houden met funderingsherstel. Over het algemeen worden bij de uitvoering van funderingsherstel de nieuwe palen in de 2e zandlaag geplaatst. Maar als de draagkracht van de 1e zandlaag toereikend is, dan worden de nieuwe palen ook wel in deze laag geplaatst. Het voormalige Stadsdeel Oud-Zuid heeft tot 2012 een overzicht bijgehouden van het uitgevoerde funderingsherstel en dat is destijds ook gepubliceerd via de website van dat stadsdeel. Met behulp van dat overzicht is gezocht naar panden met funderingsherstel en een meetbout die niet alleen voorafgaand aan, maar ook langdurig na het funderingsherstel is gemeten. De grafieken in de figuren 4 en 5 geven de resul-

taten van meetbouten in panden van Stadsdeel Oud-Zuid met funderingsherstel in respectievelijk de 1e en in de 2e zandlaag. De stippen in de zakkingslijnen stellen het tijdstip van funderingsherstel voor. Hieruit blijkt dat er na het funderingsherstel een periode van minimaal 1 jaar verstrijkt voordat de nieuwe fundering de functie volledig heeft overgenomen van de oude fundering. Maar afhankelijk van de zakkingssnelheid vóór het funderingsherstel kan dit ook langer duren. Uit de sonderingen nabij de beschouwde meetbouten blijkt dat tussen de 1e en 2e zandlaag een gebruikelijke hoeveelheid samendrukbaar materiaal aanwezig is. Nadat de nieuwe fundering de functie volledig heeft overgenomen van de oude fundering is er geen zakkingsverschil gemeten tussen herstelde funderingen in de 1e en de 2e zandlaag. Dit is ook aannemelijk omdat beide zandlagen tot dezelfde geologische afzetting behoren en de hoeveelheid samendrukbaar materiaal tussen beide zandlagen zeer beperkt is. Bovendien leiden de hogere paalbelastingen bij een funderingsherstel in de 1e zandlaag blijkbaar niet tot extra zakking. Op basis van het voorgaande is dus aangetoond dat er niet

of nauwelijks zakkingsverschil optreedt tussen de 1e en de 2e zandlaag. De mythe van ca. 1 mm/jaar zakkingsverschil tussen de 1e en 2e zandlaag is waarschijnlijk in de wereld gekomen doordat men vroeger veronderstelde dat de zakking van houten paalfunderingen veroorzaakt werd door zakking van de 1e zandlaag, terwijl in werkelijkheid de zakking hoofdzakelijk veroorzaakt wordt doordat de palen geotechnisch overbelast worden door negatieve kleefbelasting, waardoor de paalpunten steeds dieper in de 1e zandlaag komen te staan. Vervorming in de funderingsconstructie speelt echter ook een rol.

Bronvermeldingen www.dinoloket Ondergrondmodel DGM 2.2 www.geologievannederland.nl - Archief Fugro Land BV (sonderingen en funderingsinspecties) - TNO rapport “Bodemdaling in Nederland” 2007- U-R0566B van 20 december 2006 - Van Mierlo & Koppejan – Lengte en draagvermogen van palen – 1952 https://data.amsterdam.nl/ Data portaal Amsterdam - Meetboutennet 쎲

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

31

JUNI 2019


Jurjen van Deen Deltares

Phuong Nguyen TU Delft

Alexander Rohe Deltares

DE MATERIAL POINT METHOD VOOR GROTE VERVORMINGEN IN DE GEOTECHNIEK EEN INTRODUCTIE Inleiding Grote vervormingen in de grond treden op bij grondmechanische verschijnselen als het afschuiven van (dijk)taluds, met als extreem voorbeeld een zettingsvloeiing, maar ook het inbrengen van een paal of damwand en het wegdrukken van een eenvoudige sondering gaan gepaard met grote vervormingen. Verder valt te denken aan bouwputten waar een constructief onderdeel bezwijkt, instortende ondergrondse holle ruimtes zoals tunnels of oude mijnschachten, of de impact van objecten op het oppervlak zoals tijdens grondcompactie of vallende gondels van windmolens op dijken. Berekeningsmethoden uit het verleden waren veelal analytisch en noodgedwongen sterk empirisch. De nadruk lag veelal op stabiliteitsanalyse en het beschrijven van bezwijkmechanismen. Met de opkomst van numerieke technieken werd het mogelijk de focus te verleggen naar vervormingsberekeningen en naar het realistischer modelleren van grondgedrag. Eindige Elementen (EEM) berekeningen hebben daardoor de laatste decennia een grote vlucht genomen voor grond, grondwater, constructies en de combinatie daarvan (Brinkgreve, 2011). Eén toepassingsgebied onttrok zich

vooralsnog aan de zegetocht van EEM: grote vervormingen. Omdat de vervorming van het rekenrooster beperkt moet blijven in verband met numerieke stabiliteit was het niet goed mogelijk om vervormingen van meer dan enkele procenten adequaat te modelleren.

Martinelli, 2017). De ontwikkeling vindt plaats in het Anura3D-consortium www.Anura3D.com. waarin behalve Deltares en TU Delft nog acht instituten samenwerken aan de Anura3D MPM software.

Het principe van EEM Sinds een jaar of tien werkt Deltares in een internationaal samenwerkingsverband aan de doorontwikkeling van de EEM techniek waarmee het mogelijk wordt grote vervormingen beter te simuleren, de Material Point Method (MPM). Dit artikel introduceert de de basisfilosofie van MPM (Sulsky, 1994) en geeft aan waar de verschillen liggen met de standaard EEM aanpak. De ontwikkeling van MPM vindt zoveel mogelijk plaats aan de hand van concrete cases zoals het wegdrukken van een sondeerstang (Ceccato et al, 2016), de impact van vallende gondels van windmolens (Kramer, 2017), het bezwijken van dijktaluds (Fern et al, 2016) en andere (zie bijvoorbeeld de MPM2017 en MPM2019 conferenties). In een vervolgartikel komt de toepassing van MPM in het onderzoek naar de installatie-effecten van geheide palen aan de orde (Van Tol et al, 2019). In 2017 is in Geotechniek de toepassing van MPM voor afschuivende taluds beschreven (Rohe en

In een standaard EEM berekening wordt de ruimte in elementen verdeeld die het materiaal met zijn eigenschappen representeren. Elk element heeft een aantal knooppunten op de hoeken (nodes) en integratiepunten binnenin (Gauss punten) waar de toestandsvariabelen van het materiaal – de grond – worden berekend: de verplaatsingen in de knooppunten, de spanningen en rekken (volumetrisch en deviatorisch) in de integratiepunten. Door een externe belasting (bovenbelasting, zwaartekracht, grondwaterstroming, etc.) ondervindt elk element (verschil)spanningen tussen de integratiepunten. Per rekenstap worden de krachten naar de knopen geprojecteerd en worden met de evenwichtsvergelijkingen de nieuwe vervormingen berekend. De vervorming geeft via de grondeigenschappen (stijfheden), geformuleerd in de constitutieve vergelijkingen, aanleiding tot nieuwe spanningen en met deze nieuwe spanningen herhaalt het proces zich. Omdat de materiaaleigenschappen van grond niet-lineair en plastisch zijn – de stijfheid verandert met de vervorming en vervormingen zijn gedeeltelijk irreversibel – wordt een externe belasting (of vervorming) niet in een keer aangebracht maar incrementeel; daarom is dit een iteratief proces. Zolang de opgetelde (geïntegreerde) schuifvervormingen beperkt blijven (om de gedachten te bepalen: < 10%) houdt het rekenrooster zodanig zijn vorm dat de berekeningen goed blijven verlopen. Bij grotere vervormingen worden de elementen zo ‘scheef’ of ‘afgeplat’ dat de berekening niet meer klopt. Zoals te zien in figuur 1, is dit bij voorbeeld het geval bij schuifvlakken in een dijk, of nabij de paalpunt en langs de schacht van een funderingspaal.

Figuur 1 – Voorbeeld van extreme vervorming van het rekenrooster in EEM berekeningen van een afschuivend talud (links) en een funderingspaal (rechts).

GEOTECHNIEK

32

JUNI 2019

Eindige elementen of eindige volumes worden ook toegepast in de vloeistofmechanica (CFD – computational fluid dynamics). Daar zijn de vervormingen extreem veel groter, het water stroomt daar door het rooster heen. Het verschil met


SAM E N VAT T I N G Dit artikel is het eerste van twee die ingaan op de ontwikkeling van de Material Point Method (MPM). Het beschrijft daarbij de verschillen ten opzichte van de standaard Eindige Elementen Methode (EEM), die het mogelijk maken grote vervormingen met MPM beter te modelleren dan met EEM. In een tweede artikel (Van Tol et al, 2019) wordt ingegaan op de toepassing van deze techniek voor het onderzoek naar paalinstallatie-effecten.

Grote vervormingen in de grond treden op bij grondmechanische verschijnselen als het afschuiven van (dijk)taluds, verweking en zettingsvloeiing, het inheien en -trillen van palen, en het instorten van bouwputten of cavernes. Bij het numeriek modelleren van deze grote vervormingen lopen we tegen twee problemen op: standaard eindige elementen modellen laten slechts beperkte vervorming van het rekenrooster toe en het materiaalgedrag van de grond verandert sterk tijdens het optreden van de vervorming.

Figuur 2 – Voorbeeld van het bezwijken van een verticale ontgraving. De materiaalpunten (MP) bewegen door het rekenrooster op de achtergrond zonder dat dit vervormt.

grondmechanische berekeningen is dat bij water de vorige stappen van de berekening niet van invloed zijn op het materiaalgedrag van de vloeistof, het heeft geen geheugen. Dit is in tegenstelling tot de toepassing op vaste stoffen zoals grond waar de belastingsgeschiedenis van belang is. Daarom moeten in de grondmechanica de vervormingen en de spanningen worden opgeslagen en naar de volgende rekenstap meegenomen.

Figuur 3 – Het MPM rekenschema (a) informatie van materiaalpunten wordt overgedragen naar rekenrooster, (b) oplossing evenwichtsvergelijking resulterend in incrementele deformatie van de knopen, (c) terugleveren van vervormingen van knopen naar materiaalpunten, (d) verplaatsen MP’s naar nieuwe positie.

Filosofie van MPM MPM is een combinatie van concepten uit de grondmechanica en vloeistofmechanica. Als uitbreiding van de standaard EEM aanpak wordt de ruimte bij MPM gelijktijdig op twee manieren opgedeeld. In de eerste plaats is er het rekenrooster op de achtergrond. Op de knooppunten daarvan worden in een rekenstap de evenwichtsvergelijkingen opgelost zoals in de standaard EEM aanpak. Daarnaast is er een verzameling van zogeheten materiaalpunten (MP). In deze MP’s worden de fysische grootheden van het materiaal zoals spanningen, rekken, dichtheid en materiaaleigenschappen opgeslagen. De MP’s strekken zich uit zover als de materie, de grond, zich uitstrekt. De begrenzing van de grond, bij voorbeeld het maaiveld, is in het rekenrooster initieel vrij te kiezen als een rij van rand-MP’s en wordt daarna automatisch gedetecteerd. Dat is dus anders dan in de traditionele EEM som waar de grens van de grond ook de rand van het rekenrooster is. De MP’s bewegen door het rekenrooster heen, en kunnen lopende de berekening ook in gebieden komen die aanvankelijk leeg waren (figuur 2). De massa van een MP is onveranderlijk, maar het bij het MP behorend volume kan veranderen; de

dichtheid is een variabele. Het voordeel van MPM is erin gelegen dat het rekenrooster niet vervormt zodat de evenwichtsvergelijkingen altijd kunnen worden opgelost. In de knooppunten van het rekenrooster wordt geen permanente informatie bewaard. De evenwichtsvergelijkingen in MPM zijn identiek aan die van de standaard EEM. Wanneer massatraagheid van belang is wordt de op te lossen basisvergelijking de tweede wet van Newton: Ma=Fext – Fint met M de massamatrix, a de versnellingsvector (tweede afgeleide van de verplaatsingsvector u) en Fext en Fint de externe (belasting, zwaartekracht) en interne (grond- en waterspanningen) krachten die op de knooppunten werken. De berekening verloopt nu zoals geschetst in figuur 3. De rekenmethodiek omvat vier stappen. In de eerste stap wordt informatie van de MP’s met behulp van interpolatie- of shapefuncties, net zoals bij de standaard EEM, overgedragen aan

GEOTECHNIEK

33

JUNI 2019

de knooppunten van het rekenrooster op de achtergrond. In de tweede stap worden incrementele vervormingen van de knopen berekend door oplossing van de evenwichtsvergelijkingen op het rekenrooster. Aan het eind van deze stap worden de vervormingen van het rekenrooster weer teruggeleverd aan de MP’s, zodat deze de actuele toestand beschrijven in termen van verplaatsingen, spanningen en rekken. In de vierde stap worden de materiaalpunten naar hun nieuwe positie verplaatst; het rekenrooster blijft op zijn oorspronkelijke plaats. In de materiaalpunten worden de spanningen en rekken conform het constitutieve model berekend. Omdat alle informatie bewaard wordt in de MP’s kan de oplossing op elk gewenst rooster worden geprojecteerd. Het berekeningsrooster kan dus na elke rekenstap vrij gekozen worden en dit is een groot voordeel van MPM. De materiaaleigenschappen van de grond, in het eenvoudigste beeld de sterkte en de stijfheid, zijn net als bij standaard EEM beschreven in continuüm-modellen met macroscopische parameters. Alle continuüm grondmodellen zijn één op


Figuur 4 – Het concept van het bewegende rooster: a) voor, b) na wegdrukken van de paal.

één toe te passen in MPM. Een relevante vraag daarbij is uiteraard wel of de grondmodellen ook bij de optredende grote vervormingen het grondgedrag adequaat beschrijven. Denk hierbij onder andere aan de afhankelijkheid van de dichtheid, het gedrag bij dilatantie en contractantie, hardening en softening voor en na de piekbelasting respectievelijk, extreem hoge spanningen (bij voorbeeld rond een paalpunt) of extreem lage spanningen (bij voorbeeld tijdens liquefactie of aardverschuivingen). Experimentele gegevens van de eigenschappen tijdens en na grote vervormingen zijn schaars. Hoe dat zij, veranderende grondeigenschappen worden in de MPM methodiek eenvoudig door de materiaalpunten mee getransporteerd tijdens vervorming. Grond is in de regel een meerfasensysteem met korrels, (grond)water en (bodem)lucht. In het eerder in Geotechniek verschenen artikel over MPM (Rohe en Martinelli, 2017) wordt beschreven hoe de methodiek zich leent om meerdere fasen in de grond volledig gekoppeld in de berekening mee te nemen. Hierbij wordt de ontwikkeling van grondspanningen en waterspanningen beschreven door één stelsel van evenwichtsvergelijkingen voor alle fases (grond, water en lucht) die door koppeltermen met elkaar verbonden zijn, bij voorbeeld de sleepkracht die door de wet van Darcy beschreven wordt. Het stelsel evenwichtsvergelijkingen wordt

voor alle fases in één-en-dezelfde rekenstap opgelost.

Grond-constructie interactie in MPM In de geotechniek is interactie tussen grond en constructie aan de orde van de dag. Met MPM wordt niet-slippend contact (volledige aanhechting) op natuurlijke wijze meegenomen. In veel gevallen in de geotechnische praktijk schuift grond echter met wrijving langs een contactoppervlak en daar is een aangepaste ‘contact’-berekening voor nodig. In MPM is hiervoor een module ontwikkeld (Phuong et al, 2016) om de wisselwerking en de contactwrijving tussen verschillende objecten te modelleren, zoals in het voorbeeld verderop in dit artikel bij het wegdrukken van een paal. Met deze berekeningswijze kan er eventueel ruimte tussen objecten ontstaan, maar ze kunnen elkaar niet overlappen. Het contactoppervlak wordt automatisch gedetecteerd en er zijn in tegenstelling tot de standaard EEM geen speciale interfaceelementen nodig.

Randvoorwaarden in MPM Randvoorwaarden kunnen in MPM voor krachten, verplaatsingen of waterspanningen opgelegd worden en zijn op dezelfde manier te definiëren als in standaard EEM berekeningen. Echter moet in MPM rekening worden gehouden met de even-

GEOTECHNIEK

34

JUNI 2019

tuele grote vervormingen van het materiaal waarbij de randen van het materiaal, de grond of de constructie, niet meer overeenkomen met de randen of knopen van het rekenrooster. Dat maakt de toepassing uitdagender: de randvoorwaarden moeten met het materiaal kunnen meebewegen en zich aan de vervorming aanpassen. Een efficiënte en robuuste manier om een bewegend stijf object met randvoorwaarden in de berekening mee te nemen is het gebruikmaken van een bewegend (reken)rooster (Phuong et al, 2016). Hierbij wordt expliciet gebruik gemaakt van de mogelijkheid in MPM om na elke berekeningsstap het rekenrooster aan te passen, alle informatie is immers opgeslagen in de materiaalpunten. Dit nieuwe rooster is dan zo gedefinieerd dat het altijd aansluit aan het oppervlak waar de randvoorwaarden zijn vastgelegd. Beschouw het wegdrukken van een stijve paal in de grond met een opgelegde snelheid van wegdrukken van de paalkop (figuur 4). In dit voorbeeld beweegt het rooster mee met de paal tijdens het wegdrukken, of, anders geformuleerd, de MP’s bewegen de facto omhoog door het rooster. In het concept van het bewegende rooster is het rekendomein verdeeld in een bewegend rooster en een samengedrukte zone. Het bewegende rooster beweegt mee met de paal tijdens het wegdrukproces. Hierdoor komt de paal altijd exact overeen met het rekenrooster en de opgelegde verplaatsingssnelheid kan direct op de knopen van de paalkop gedefinieerd worden. Er is hierdoor geen mapping nodig waardoor de berekeningsresultaten nauwkeuriger zijn. Het gevolg is wel dat het rooster onder de paalpunt tijdens het wegdrukken wordt samengedrukt. In tegenstelling tot de elementen in het bewegende rooster, die steeds dezelfde vorm houden, vervormen de elementen in deze samengedrukte zone. De samendrukking is gelijkmatig verdeeld over de diepte; aan de bovenzijde van de samendrukkingszone is de verplaatsing dezelfde als van de paal, aan de onderzijde is de verplaatsing nul. Het voordeel van het concept van het meebewegende rooster is dat het altijd heel fijnmazig kan zijn in de buurt van de paalpunt en -schacht waar de grootste vervormingen optreden; elders kunnen grotere elementen gebruikt worden. Ook voor MPM geldt, zoals voor EEM, dat ter plaatse van grote gradiënten in rekken of spanningen fijnmazige roosters nauwkeurigere oplossingen leveren. Het vastknopen van het rooster aan de paal vermijdt bovendien dat in één cel van het rekenrooster MP’s terechtkomen van zowel paal als grond, waardoor de interpolatie (stap 1 in figuur 3) nauwkeuriger wordt. Tevens blijft het contactoppervlak tussen paal en grond scherp gedefinieerd omdat de contactknopen per definitie samenvallen met de geometrie van de paal gedurende de hele berekening en dat vergroot


de nauwkeurigheid van de wrijvingsberekening en de contactkrachten tussen grond en paal voor de bepaling van het draagvermogen.

Toekomst Met de ontwikkeling van MPM in de geotechniek worden grote vervormingen in grond toegankelijk gemaakt voor numerieke modellering. MPM wordt al op veel terreinen toegepast: van grootschalige vervormingen van waterkeringen tot zettingsvloeiingen en aardverschuivingen, en van sonderingen tot inbrengen van palen (drukken, heien, trillen); voorbeelden daarvan in MPM2017, MPM2019 en Fern et al. (2019). Verbeteringen waar aan gewerkt wordt zijn de overdracht van informatie van MP naar knoop, en numerieke problemen als een MP overgaat van één element naar een ander. De gepresenteerde ontwikkeling van MPM vindt plaats in de Anura3D MPM Research Community, een samenwerkingsverband van Deltares en TU Delft met Univ. of California at Berkeley, Virginia Tech, Univ. of Cambridge (UK), UPC Barcelona, TU Hamburg-Harburg, Univ. di Padova, Univ. di Salerno en Politecnico di Milano. Om de drempel voor het gebruik van MPM te slechten werkt het consortium ook aan de implementatie van de onderzoeksresultaten in een

MPM software pakket, Anura3D, dat beschikbaar is voor algemeen gebruik. Er worden regelmatig cursussen georganiseerd, zie www.Anura3D.com voor het actuele aanbod. Dit artikel is tot stand gekomen mede op basis van het artikel van Phuong et al. (2016)

Referenties – Brinkgreve, R.B.J. (2011), De toekomst van de EEM in de geotechniek. Geotechniek vol 15, no 5, december 2011, p 4 – 8. – Ceccato, F., Beuth, L. and Simonini, P. (2016), Analysis of piezocone penetration under different drainage conditions with the two-phase material point method, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering vol 142(12) 04016066, DOI: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0001550. – Fern, E.J., Rohe, A., Soga, K. and Alonso, E. (Eds) (2019), The Material Point Method for Geotechnical Engineering: a Practical Guide. CRC Press, ISBN 9781138323315. – Fern, E.J., de Lange, D.A., Zwanenburg, C., Teunissen, J.A.M, Rohe, A. and Soga, K. (2016), Experimental and numerical investigations of dyke failures involving soft materials. Engineering Geology 219 (March) 130-139. – Kramer, V.N. (2017), Wind turbines near flood

defences: Study on the impact craters of falling nacelles hitting a dike. MSc Thesis in Civil Engineering. Delft University of Technology, Delft, December 2017. – MPM2017, First International Conference on the Material Point Method for Modelling Large Deformation and Soil–Water–Structure Interaction. http://mpm2017.eu/programme – MPM2019, Second International Conference on the Material Point Method for Modelling Soil– Water–Structure Interaction. http://mpm2019.eu/programme – Phuong, N.T.V, Van Tol, A.F., Elkadi, A.S.K., and Rohe, A. (2016), Numerical Investigation of pile installation effects in sand using Material Point Method. Computers and Geotechnics 73: 58 – 71. – Rohe, A. and Martinelli, M. (2017), MPM and applications in geotechnical engineering. Geotechniek vol 21, special issue ICSMGE 2017, September 2017, p. 16-19. – Sulsky, D.L., Chen, Z. and Schreyer, H.L. (1994), A particle method for history-dependent materials. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, 118:179–196. – Van Tol, A.F., Phuong, N.T.V. en Rohe, A., (2019) Paalinstallatie-effecten in zand. Geotechniek vol. 23 (in voorbereiding). 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

GEOTECHNIEK

35

JUNI 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


GEOTECHNIEK FUNDERINGSSPECIAL

36

JUNI 2019


GEOTECHNIEK

37

JUNI 2019


BOUWEN B OU OUW WE BEGIN EGIN EG GIN NT IIN NT N DE D BODEM BO WEN BEG BEGINT BE M MA A AAK AK AK EEN E N IN EE INFORM NF FO OR RMAT MATIEV E VE E AFSPRAA AK MAAK INFORMATIEVE AFSPRAAK AA EVE K

.NL OOMS-VOEG

Kwaliteit met zeker zekerheid heid

Toepassing To T o oepassing van de Ooms-voeg bij bruggen, viaducten en tunnels heeft voordelen voordelen voor beheerder, beheerder, gebruiker en omwonende. De eerste voeg is toegepast in 2003 op de A50 en de techniek heeft zich bebewezen op tal van andere andere 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 wordt wordt toegepast

protocol AS6901 voor protocol ijdens ‡T ‡ Tijdens

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

AS6902 ‡/HYHQVGXXURQGHU]RHNRSNXQVWVWRͿ ‡ /HYHQVGXXURQGHU]RHNRSNXQVWVWRͿROLHHQODVYHUELQGLQJHQ ROLHHQODVYHUELQGLQJHQ

Inspectie in het werk

+31 30 244 1404

T Testen esten e op het werk

• 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

Beproeven in het laboratorium

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

www.eqc.nl www.eqc.nl

GEOTECHNIEK

38

JUNI 2019


JAARGANG 23

NUMMER 2

JUNI 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

EXCURSIE NAAR HET WINDPARK WIERINGERMEER EN INTRODUCTIE PUBLICATIE ‘KRAANOPSTELPLAATSEN’ KLIMAATVERANDERING EN WEERSEXTREMEN: TOEPASSING VAN GEOKUNSTSTOFFEN BIJ WATERKERINGEN EN KUSTVERDEDIGING GEOKUNST

39

JUNI 2019


GEOKUNST WORDT MEDE MOGELIJK GEMA AK T DOOR:

Sub-Sponsors

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

De collectieve leden van de NGO zijn:

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

CDR International BV, Rijssen Cofra B.V., Amsterdam Deltares, Delft Enviro Quality Control BV, Maarssen Fugro NL Land B.V., Leidschendam Genap BV, ‘s Heerenberg Geopex Products (Europe) BV, Gouderak GeoTec Solutions BV, Den Dungen. GID Milieutechniek, Velddriel Huesker Synthetic BV, Den Dungen InfraDelft BV, Delft

Mede-ondersteuners

TenCate Geosynthetics Netherlands BV Europalaan 206 7559 SC HENGELO service.nl@tencategeo.com www.tencategeo.eu

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

Ooms Construction / Strukton Civiel Scharwoude 9 1634 EA Scharwoude Tel. +31 (0)229 54 77 00 info@ooms.nl www.ooms.nl

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

GEOKUNST

40

JUNI 2019

Intercodam Infra BV, Zaandam Juta Holland BV, Oldenmarkt Kiwa NV, Rijswijk Kwast Consult, Houten Low & Bonar, Arnhem Movares Nederland BV, Utrecht Naue GmbH & Co. KG, Espelkamp-Fiestel Ooms Civiel BV, Avenhorn Prosé Geotechniek BV, Leeuwarden Quality Services BV, Bennekom Robusta BV, Genemuiden S&P Clever Reinforcement Company Benelux, Aalsmeer T&F Handelsonderneming BV, Oosteind Ten Cate Geosynthetics Netherlands BV, Nijverdal Tensar International, ’s-Hertogenbosch Terre Armee BV, Waddinxveen Vulkan-Europe BV, Gouda Witteveen + Bos, Deventer


VA N D E R E D A C T I E

BESTE GEOKUNST LEZERS, Ik begin dit voorwoord met een triest bericht, het overlijden van Gert den Hoedt, één van de ereleden van de NGO. Gert overleed 8 maart op de leeftijd van 83 jaar. Niet alleen nationaal maar ook internationaal was Gert zeer actief. Hij ontving hiervoor de eretitel van Honorary Member of the International Geosynthetics Society. Bij zijn afscheid waren diverse vertegenwoordigers vanuit de NGO aanwezig. Wij wensen zijn familie veel sterkte toe in deze moeilijke periode. Op verzoek van het NGO-bestuur heeft NGO-erelid Hans Dorr, een goede bekende van Gert, een In Memoriam geschreven, dat in deze GeoKunst is opgenomen. Ook zal er in IGS News aandacht worden besteed aan het overlijden van Gert. Ten slotte is er door de president van IGS de condoleances overgebracht aan de familie en The Netherlands Chapter of the IGS. De brief is toegevoegd aan het In Memoriam. Op 13 maart organiseerde de NGO, in samenwerking met de KIVI-afdeling Geotechniek, een introductie van de nieuwe STOWA publicatie “Kraanopstelplaatsen bij de bouw van windturbines” en een excursie naar Windpark Wieringermeer, het grootste windmolenpark van Nederland. Het was een geslaagde dag met volop belangstelling op een, hoe toepasselijk, zeer winderige dag. Paul ter Horst doet verslag van de gegeven presentaties over de publicatie Kraanopstelplaatsen, de achtergronden van het project Windpark, het ontwerp van de werkwegen en kraanopstelplaatsen specifiek voor het Windpark en de bijkomende praktische aspecten met ten slotte enige foto’s van het locatiebezoek. In een artikel van Rijk Gerritsen, Adam Bezuijen en Kees Dorst in de vorige GeoKunst is ingegaan op de problematiek en de effecten van klimaatverandering en de potentiële rol die geokunststoffen kunnen spelen. Met dit vervolgartikel gaan de auteurs uitgebreid in op verschillende onderzoeken en ervaringen uit de praktijk met het toepassen van geokunststoffen bij dijkversterkingen, nieuwe waterkeringen en kustverdediging. 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

41

JUNI 2019

Een abonnement kan worden aangevraagd bij: Nederlandse Geotextielorganisatie (NGO) info@ngo.nl www.ngo.nl


IN MEMORIAM IR. GERT DEN HOEDT

net zo makkelijk voor 10 mensen als voor 500. Zijn actieve rol binnen het internationale gebeuren kostte hem veel moeite. De stroperigheid, de dubbele agenda’s. Zijn eerlijke recht vooruit denken en handelen botste nog wel eens in het internationale veld. Toch werd zijn inzet, zijn vermogen tot analytisch denken en zijn werkkracht en nooit aflatend enthousiasme zeer op prijs gesteld. Zijn honorary membership van de International Geotextile Society is daarvan het bewijs.

p 8 maart 2019 overleed ir Gert den Hoedt op de leeftijd van 83 jaar.Op de kennisgeving van zijn overlijden stonden vier kenmerkende mededelingen:

O

Ik heb geprobeerd te leven als medemens Erelid van de Nederlandse Geotextiel Organisatie Honorary Member of the International Geosynthetics Society Ridder in de orde van Oranje Nassau Vanaf het allereerste begin was Gert intensief betrokken bij de NGO. In eerste instantie vond hij een aparte vereniging voor het werken met geotextiel niet nodig, later heeft hij op zijn eigen bijzondere wijze veel invloed gehad op de werkwijze en de vormgeving van de vereniging. Gert waakte voor twee dingen: geen commercie en een hoge kwaliteit van onderzoek en ontwikkeling. Die staan nog steeds in het vaandel van de organisatie. Gert was een echte ouderwetse ingenieur, hij kon ons altijd vertellen wat de mogelijkheden waren. Hij was ook een onderzoeker pur sang, creatief en altijd vol energie, ondanks zijn lichamelijke beperkingen. Zijn opleiding als fysicus gaf hem tussen de civiel ingenieurs altijd een speciale status. Het vierde internationale congres van de IGS in 1990 in Den Haag was voor hem een mijlpaal. Erkenning van de Nederlandse status op het vakgebied wist hij als secretary general als geen ander te realiseren. Het organisatiecomité werd een vriendenclub, waarbij Gert altijd prominent

aanwezig was op de ontmoetingen die we tweemaal per jaar hadden. Enthousiast vertellend over nieuw onderzoek, nieuwe mogelijkheden, maar ook teleurstellingen omdat geld voor zijn onderzoek niet altijd beschikbaar was. Na zijn pensionering bleef hij intens betrokken bij de NGO. Probeerde hij zijn kennis en vooral zijn enthousiasme en gedrevenheid over te brengen op de jongere generatie. Soms wekte dat wel irritatie, maar wie wilde luisteren had er profijt van. De openlijke erkenning van zijn verdienste met het erelidmaatschap van de NGO vond hij niet zo nodig. Hij was vooral dankbaar dat hij als pionier mede de weg mocht banen naar de brede toepassingen die geotextiel heden ten dage heeft. Ook internationaal stond Gert zijn mannetje. Normering, internationale congressen. Hij sprak

GEOKUNST

42

JUNI 2019

Privé was hij een medemens. Hij praatte er altijd bescheiden over, maar altijd waren hij en zijn vrouw Alice bezig voor kerk en maatschappij. Ook daarin was hij enthousiast en was niets hem teveel. Altijd was er de ander. Altijd vroeg de minder bedeelde medemens zijn aandacht, zijn inzet. Lang bleef hij actief in de Parkstraat kerkgemeente in Arnhem. De waardering daarvoor werd tot uiting gebracht toen hij tot zijn grote verrassing benoemd werd tot Ridder in de Orde van Oranje Nassau. Gert den Hoedt, een markant mens, een markant medemens. Als u op een weg rijdt, over een dijk loopt of bij de Gamma een rol worteldoek ziet, weet dan dat Gert den Hoedt aan de wieg heeft gestaan van die constructies, die producten. We hebben met veel respect afscheid van hem genomen op vrijdag 15 maart te Arnhem. Hans Dorr (erelid NGO)

Een interview met Gert den Hoedt is te vinden in de GeoKunst van april 2008.


Paul ter Horst BBA BEng Area Manager Benelux Tensar International BV

EXCURSIE NAAR HET WINDPARK WIERINGERMEER EN INTRODUCTIE PUBLICATIE ‘KRAANOPSTELPLAATSEN’ Handreiking ‘Kraanopstelplaatsen bij de bouw van windturbines’ Na een welkomstwoord en introductie door NGO-bestuurslid Rijk Gerritsen, gaf Erik den Arend, rapporteur van de handreiking en geotechnisch adviseur bij BT Geoconsult, een presentatie over de handreiking. Door schaalvergroting is de hoogte van windturbines op land de afgelopen decennia fors toegenomen. Zo is de gemiddelde ashoogte toegenomen van ca. 20 m in 1982 naar ongeveer 100 m nu. En dus zijn de kranen, die nodig zijn voor de opbouw en het onderhoud van deze turbines, ook groter en zwaarder, met de daarbij behorende toegenomen grondbelastingen. Een kraanopstelplaats vraagt om een zorgvuldig, veilig en economisch verantwoord ontwerp. Hierbij zijn locatiespecifieke factoren van belang: het kraantype, de belastingen, de omgeving en de (veelal slappe) ondergrond. Maar ook het op een juiste wijze verwerken van de potentiële risico’s gerelateerd aan de hijswerkzaamheden, vraagt aandacht. Omdat vaak pas

op een laat moment bekend wordt welke kraan/ kraantype zal worden ingezet of welke belastingen daadwerkelijk zullen optreden is de ontwerprichtlijn ook bedoeld voor de inschatting van risico’s op basis van een indicatief ontwerp met een voorlopige kraanbelasting. Vaak zal dit in een later stadium leiden tot een herontwerp.

- Meer inzicht in en beheersing van (geotechnische) risico’s door het uitvoeren van risicogestuurd grondonderzoek; - Inzicht in raakvlakken tussen de belanghebbenden en meer draagvlak; - Verhoogde efficiëntie en doorloopsnelheid; - Kostenreductie.

Op basis van deze uitgangspunten is getracht een ontwerprichtlijn voor kraanopstelplaatsen (foto 1) bij de bouw van windturbines op te stellen. De publicatie heeft vooralsnog het karakter van een ‘handreiking ten behoeve van het ontwerp‘. De bedoeling is om hiermee in de komende jaren ervaring op te doen. Dat kan vervolgens leiden tot een aangepaste ontwerprichtlijn.

Bij het toetsen van de funderingsstabiliteit spelen het draagvermogen (gedraineerd en ongedraineerd) van de ondergrond en de belastingen vanuit de kraan een belangrijke rol. De sterkte en de vervormingscapaciteit van de ondergrond bepalen het draagvermogen en de vervormingen van de kraanfundering. Een goed en gedetailleerd plan voor (gecombineerd) geotechnisch en geohydrologisch onderzoek leidt tot besparingen in kosten en doorlooptijd. Bij deze onderzoeken moet men in eerste instantie denken aan bestaande informatie uit bijvoorbeeld DinoLoket met uitvoering van aanvullende boringen en sonderingen. In het Definitief Ontwerp (DO) kan op de specifieke probleemlocaties een nadere verfijning met aanvullend grondonderzoek plaatsvinden. Naast de eigenschappen van de ondergrond zijn de specificaties van de turbineleverancier bepalend voor het ontwerp. Daarbij is

Het doel van de publicatie is het bundelen van kennis en ervaring over turbines, kranen, ondergrond, ontwerp, realisatie en beheer en onderhoud, waarmee uiteindelijk kan worden gekomen tot: - Verhoogde veiligheid en betrouwbaarheid; - Eenduidige specificaties en eisen; - Handreikingen voor het ontwerp en de realisatie;

Foto 1 – Kraanopstelplaats.

Foto 2 – Superlift.

GEOKUNST

43

JUNI 2019


SAM E N VAT T I N G

ondergrond, ontwerp, realisatie en beheer. Daarna kwam het ontwerp van werkwegen, opslagterreinen en kraanopstelplaatsen met het toepassen van geogrids aan de orde, inclusief de voordelen van de per situatie gekozen oplossingen en geokunststoffen. De laatste presentatie gaf een praktische inkijk in de 3D-geocelstructuur oplossing van de kraanopstelplaatsen. De bijeenkomst werd afgesloten met een site visit.

Op 13 maart 2019. organiseerde de NGO, in samenwerking met de KIVIafdeling Geotechniek, een introductie van de nieuwe STOWA publicatie “Kraanopstelplaatsen bij de bouw van windturbines” en een excursie naar het grootste windmolenpark van Nederland: het Windpark Wieringermeer. Het doel van de publicatie is het verhogen van de veiligheid en de betrouwbaarheid, in combinatie met kostenreductie in ontwerp en realisatie. De eerste presentatie behandelde de huidige kennis betreffende turbines, kranen,

opstelplaatsen worden gerealiseerd voor de kranen die de uiteindelijke kraan opbouwen. Maatgevende belastingen voor het ontwerp kunnen in verschillende fasen optreden. Vaak is de belasting tijdens het oprichten maatgevend (foto 3). Tijdens het oprichten treden namelijk zeer hoge piekbelastingen op. Geleidelijke belastingen, zoals bijvoorbeeld tijdens het hijsen van elementen, kunnen ook maatgevend zijn. Omdat tijdens het ontwerp meestal nog niet duidelijk is welke specifieke kraan zal worden ingezet, worden belastingen aangenomen op basis van een representatieve kraan en (hijs)situatie. Voorafgaande aan de hijsoperatie dient wel getoetst te worden of de werkelijke belastingen, op basis van het hijsplan, vallen binnen de waarden zoals aangehouden in het ontwerp.

Foto 3 – Maatgevende belasting: het oprichten. Figuur 1 – Belastingen op de stempel. Figuur 2 – Belastingen op de rups.

Bij een mobiele kraan, die op stempels wordt geplaatst, worden de kraanbelastingen in verschillende situaties berekend en daarbij de maatgevende situatie en kraan-oriëntatie bepaald. Daarna worden contactoppervlak en eventuele horizontale belastingen (die kunnen oplopen tot ca. 10% van de verticale belasting) meegenomen in het ontwerp van de verschillende belastingscombinaties (zie figuur 1). Het gaat daarbij zowel om statische als dynamische belastingen. Voor een rupskraan zijn daarnaast ook driehoek-belastingen aan de orde, die ontstaan door lokale belastingen van de rups. Zij worden omgezet naar gelijkmatig verdeelde belastingen en effectieve belastingoppervlakten (zie figuur 2). In het ontwerp dient natuurlijk ook de omgeving te worden meegenomen. Hierbij moet men onder meer denken aan de grootte c.q. oppervlakte van de kraanopstelplaats, waterstanden, aanwezige taluds en eisen van zetting ten opzichte van de bestaande maaiveldhoogte.

vooral het type kraan van belang. In Nederland worden vooral mobiele kranen gebruikt, op banden (met stempels) of op rupsen (meestal zonder stempels). Toren- en stempel-(pedestal)kranen komen minder voor. In het ontwerp dient rekening te worden gehouden met de verschillende fasen van de opbouw en het gebruik van de kraan. Zaken

als een superlift met een extra contragewicht (foto 2) tijdens oprichten en hijsen of oprichtpoten zijn daarvan voorbeelden. Een kraanopstelplaats is zelf vaak maar 25 x 25 m2 (zonder superlift), maar voor de opbouw van de (rups)kraan moeten ook lay-down area’s en kraan-

GEOKUNST

44

JUNI 2019

Het ontwerp leidt tot een oplossing voor de specifieke kraanopstelplaats. In beschouwing genomen oplossingen zijn: - Fundering op staal, vaak een grondverbetering eventueel met soilmix, dus zonder permanente constructies in de ondergrond maar met risico op (verschil)zettingen; - Fundering op staal met geokunststoffen, beperking verschilzettingen door betere belasting-


Figuur 3 – Belastingspreiding. Figuur 4 – Fundering op staal met geokunststoffen, 3D-cellenstructuur.

Foto 4

spreiding, met één meerder lagen vormvaste geogrids of met een driedimensionale cellenstructuur, die is opgebouwd met vormvaste geogrids en een granulaire vulling (zie foto 4, cover van deze Geokunst); - Paalmatras, een grondlichaam versterkt met hoge sterkte geokunststoffen op een paalfundering als zettingsvrije oplossing, waarbij mogelijk interactie optreedt met de palen van de kraanopstelplaats en turbine; - Betonnen plaat op palen, niet flexibel maar een robuuste zettingsvrije oplossing van belang voor een beperkt aantal typen kranen. De oplossingen kunnen in een trade-off matrix worden afgewogen, waarbij aspecten als ontwerp, realisatie, gebruik, bouwkosten en milieu worden meegenomen. Daaruit blijkt dat de oplossingen met palen robuuster maar ook duurder zijn. Andere oplossingen, met name de toepassing met geokunststoffen, geven minder overlast voor omgeving en milieu en hebben minder invloed op de omgeving van de kraanopstelplaats. Voor de verschillende flexibele oplossingen zonder palen moeten belastingspreidingen worden aangenomen (figuur 3). Bij een fundering op staal wordt de toets op pons onder een spreidingshoek van 8°, conform NEN 9997-1, uitgevoerd. Bij het toepassen van geokunststoffen (ten behoeve van de funderingstabilisatie) kan een spreiding van 1:1 worden aangehouden. Een nog hogere spreiding van 1:2 kan worden bereikt met de 3D-cellen-

Foto 5

Foto 6 – Leo Kuljanski, Geologics.

structuur van vormvaste geogrids. Ten slotte worden in de handreiking aspecten en aandachtspunten ten aanzien van de realisatie (bijvoorbeeld verdichten, vlakheid en dikte grondverbetering), het beheer en het onderhoud van een kraanopstelplaats behandeld. Hieronder valt ook de monitoring ten behoeve van het volgen van

GEOKUNST

45

JUNI 2019

risicovolle processen (vervormingen, trillingen en geluid) tijdens de aanleg van de opstelplaats of de hijsoperatie. Elders in deze uitgave van Geotechniek staat een uitgebreid artikel van Erik den Arend en MarkPeter Rooduijn over de handreiking.


Foto 7 – Aanleg werkwegen met triaxiaal geogrid en non-woven .

Het project Windpark Wieringermeer Namens de opdrachtgever Nuon/Vattenfall gaf Alexander Klaassen, Site manager Windpark Wieringermeer, uitleg en inzicht in het project. Het windpark in de Wieringermeerpolder is het grootste windmolenpark op land in Nederland. Er komen 99 molens die uiteindelijk per jaar 1,3 miljard kWh produceren en daarmee ca. 370.000 huishoudens voorzien van groene stroom. Door opschaling van de bestaande turbines kan er straks meer energie uit dit windrijke gebied worden gehaald, en met de nieuwe lijnopstellingen verbetert de uitstraling van het landschap. In opdracht van Nuon/Vattenfall voert de aannemerscombinatie Nordex Group, BAM Infra Nederland en Van Gelder Groep het werk uit. Klaassen behandelde chronologisch de uitvoering van het project, beginnend bij de aanleg van de fundatie en het asfalteren van de park-wegen tot aan fundatie van de kraanopstelplaatsen. Verder gaf hij uitleg over de aanleg van de kabels met hun hoge warmteontwikkeling, het heien van de vibropalen (foto 5) onder de betonnen fundatie van de turbines en het zeer uitgebreide vlechtwerk van de wapening.

Foto 8 – Aanleg werkwegen met triaxiaal geogrid en non-woven.

Ontwerp van werkwegen, kraanopstelplaatsen en opslagterreinen Leo Kuljanski, Senior Design Engineer bij Geologics (foto 6) en lid van het initiële tenderteam en het ontwerpteam van de civieltechnische aannemer Van Gelder gaf vervolgens uitleg over het ontwerp van de infrastructuur op het Windpark Wieringermeer. Voor de werkwegen zijn uitgangspunten bepaald voor de geometrie (aantal turbines aan een streng), verkeersbelasting in zowel aanleg- als gebruiksfase en de draagkracht van de ondergrond. Een streng bestaat uit een aantal turbines die ca. 400 m uit elkaar worden gebouwd. De geasfalteerde werkweg is ontworpen op de opgegeven verkeersbelasting (aantal specifieke voertuigen) per turbine. Daarbij moest ook rekening worden gehouden met de aanleg van de werkwegen zelf tot en met het asfalteren. De funderingsdikte is iteratief bepaald op basis van deze belastingen. Omdat bij meer funderingsdikte ook meer werkverkeer nodig is voor de aanleg maar de uiteindelijke verkeersbelasting niet toeneemt, is het van belang de werkweg-funderingsdikte

Figuur 5 – Aanleg werkwegen met triaxiaal geogrid en non-woven.

te optimaliseren. Daarmee worden kosten voor ontgraving en aanleg verminderd maar ook gewicht, dus zettingen, verminderd. De funderingsdikte is afhankelijk van de ondergrond. Een slappere ondergrond, in dit geval klei, vraagt meer belastingspreiding, dus meer funderingsdikte die weer aanleiding geeft tot meer zettingen door meer gewicht. Tijdens het ontwerp is gekeken naar de verschillende ondergronden waarbij uiteindelijk drie kenmerkende situaties zijn onderscheiden met verschillende waarden voor de draagkracht van de ondergrond. Als uitgangswaarden zijn E4 (resiliënte moduli) waarden van 20 MPa (organische klei), 30 MPa (siltige klei) en 50 MPa (siltig zand) aangehouden. Door het beschouwen van de verschillende delen van de werkweg tussen de turbines, met variatie in draagkracht van de ondergrond en optredende verkeersbelastingen, zijn de werkwegen geoptimaliseerd voor de totale gebruiksduur van de verhardingsconstructie. Met behulp van de rekenmethode uit de CROW 157 en 189, zijn reeds tijdens de tenderfase de funderingsdikten berekend met de funderingsreductiefactoren voor gestrekte geogrids uit geponste plaat (zie figuur 4). De funderingsreductie ligt hier op ca. 50%, mede door de toepassing van triaxiale geogrids. Om de omliggende klei niet in het menggranulaat te laten migreren, en daarmee de draagkracht-eigenschappen negatief te beïnvloeden, is een non-woven als scheiding om de funderingslaag aangebracht (foto 7). Bij het ontwerp van de kraanopstelplaatsen is rekening gehouden met de hoogte van de opstelplaats boven het bestaande maaiveld, de afstand van de kraan tot de rand van de opstelplaats en de aanwezigheid van sloten of ontgravingen. Er is gekeken naar een stempelkraan-oplossing met een opgegeven contactdruk, de veiligheids-

GEOKUNST

46

JUNI 2019


factoren conform NEN 9997-1 voor een ondiepe fundering op staal met een risiconiveau RC1 en een hoge grondwaterstand. Met deze gegevens zijn de ongedraineerde en gedraineerde stabiliteit gecontroleerd evenals squeezing. Daarnaast is natuurlijk ook een rupskraan beschouwd door de contactdruk (kN/m2) te berekenen over een specifiek oppervlak van de rups en de daaronderliggende dragline schotten. Hierbij is gebruik gemaakt van de Meyerhof-distributie om de krachtendriehoek om te zetten in gelijkmatig verdeelde belastingen en effectieve belastingoppervlakten. Ten slotte zijn de vier mogelijke oplossingen voor de kraanopstelplaatsen met behulp van een tradeoff matrix afgewogen. Uitkomst van deze analyse was dat “Fundering op staal met geokunststoffen” het geschiktst was en specifiek de oplossing met de driedimensionale cellenstructuur samengesteld uit vormvaste geogrids en een granulaire vulling (foto 8). Vanwege de zeer gunstige belastingspreiding van 1V:2H kunnen de optredende krachten van de kraan worden opgevangen binnen de gestelde vervormingseisen. Voor het ontwerpen en controleren van de geocellconstructie is de Britse Code of practice for strengthened/reinforced soils and other fills (BS8006-1:2016) gebruikt. Deze wijdt een aparte paragraaf aan de “geocell mattress” als oplossing voor funderen van aardebanen op slappe of variërende ondergronden (zie figuur 5). De geocellmattress is een honingraatstructuur bestaande uit vast-gekoppelde cellen, gevuld met granulair materiaal. Mede door de goede adhesie (afschuifweerstand) aan de slappe ondergrond, de relatieve stijfheid met verbeterde belasting-spreiding en de verbeterde drainage is ervoor gekozen op de klei rond Wieringerwerf alle kraanopstelplaatsen te bouwen met geokunststoffen.

Foto 9 Foto10

Foto 11

Het TensarTech® Stratum™ systeem De laatste presentatie was van Paul ter Horst, Area Manager Benelux bij Tensar International, met een praktische inkijk op de gekozen oplossing van een driedimensionaal, stijf funderingssysteem dat is samengesteld uit vormvaste geogrids met een granulaire vulling. Voor de opbouw van de cellenstructuur wordt eerst een tri-axiale (TriAx) geogrid als basis op de ondergrond gelegd. Verticaal hierop worden dwars en diagonaal uni-axiaal gestrekte geogrids van hoge-dichtheid polyethyleen (HDPE) geplaatst. Met behulp van een steekstaaf-verbinding (bodkin) wordt een driehoekige open celstructuur gemaakt. De afzonderlijke cellen worden daarna gevuld met granulair materiaal (bijvoorbeeld grof menggranulaat) en verdicht. De optredende belastingen worden door de cellenstructuur gespreid aan de ondergrond afgedragen en glijcirkels worden dieper de ondergrond in geleid zodat men een beter draagvermogen en hogere veiligheid tegen stabiliteitsverlies

verkrijgt (zie figuur 5). Na een snelle installatie op de bouwplaats fungeert de constructie als een stijf platform dat gecontroleerd en gelijkmatige zetting zal vertonen, maar ook direct een veilige toegang is tot de bouwplaats. Als laatste maar daarom niet minder belangrijk: de kraanopstelplaatsen met het beschreven systeem zijn conform van de wensen van opdrachtgever en aannemer kraanonafhankelijk.

het installeren van funderingen op staal met geokunststoffen. Ook was de planning veranderd sinds het moment dat de excursie werd gepland in verband met toestemming van omwonenden en agrarische ondernemers voor de bouwwerkzaamheden (foto 9 en 10). Gelukkig waren via Nuon/Vattenfall en aannemer Van Gelder ook dronebeelden beschikbaar zodat de aanleg van een werkweg en een kraanopstelplaats in aanbouw kon worden getoond (foto11).

Een kijkje buiten Na de theorie was het tijd om een en ander in de praktijk te bekijken en met de “poten in de klei te gaan staan”. Helaas was er, mede door de harde wind, op het windpark weinig activiteit met

GEOKUNST

47

JUNI 2019

Bronnen van foto’s en figuren: STOWA-publicatie 02-2019: Foto 1-2-3, Figuur 1-2-3 / Nuon/Van Gelder: Foto 4-5-7-11-12 / Tensar, Foto 8 / NGO: Foto 6-9 -10 / CROW 157, figuur 4 / BS8006, figuur 5. 쎲


Ing. Rijk Gerritsen Low & Bonar / Enka Solutions

prof. dr. ir. Adam Bezuijen Universiteit Gent en Deltares

Ir. Kees Dorst Dorst Waterbouw Consult

KLIMAATVERANDERING EN WEERSEXTREMEN: TOEPASSING VAN GEOKUNSTSTOFFEN BIJ WATERKERINGEN EN KUSTVERDEDIGING (DEEL 2) Inleiding Nederland leeft met water. Het veilig en leefbaar houden van Nederland zal de komende decennia een grote opgave zijn, waarbij er een enorme versterkingsoperatie van waterkeringen moet plaatsvinden. Voor het verkleinen van de impact hiervan lopen meerdere innovatie-trajecten. In verschillende POV-onderzoeksprogramma’s staan geokunststoffen op de kaart, maar de toepassing is tot dusverre beperkt terwijl deze wel grote potenties heeft. De mogelijke toepassingen van geokunststoffen bij dijkversterkingen zijn al beschreven in CUR-publicatie 186 (1996). De uitdagingen bij dijkversterkingen, nieuwe waterkeringen en kustverdediging worden steeds groter. Dit artikel gaat in op de kosten van overstromingen, het Nederlandse Hoogwaterbeschermingsprogramma en de mogelijk-heden voor het gebruik van geokunststoffen in waterkeringen en kustverdediging.

Kosten van overstromingen In het eerste artikel is uitgebreid ingegaan op de problematiek en de effecten van klimaatverandering. Zeespiegelstijging en extreme weersomstandigheden zullen significante effecten hebben op waterkeringen en kustverdediging wereldwijd. De mogelijke gevolgen voor de veiligheid, leefbaarheid en houdbaarheid van woon-,

werk- en landbouwlocaties zijn groot. De wereldwijde schadekosten als gevolg van overstromingen zullen door de zeespiegelstijging naar verwachting enorm oplopen. Uit een recente studie van Jevrejeva e.a. (2018) blijkt dat bij 0.86 cm zeespiegelstijging (RCP8.5 scenario, mediaanwaarde) en zonder het nemen van maatregelen voor waterkeringen en kustverdedigingen, de wereldwijd geschatte schadekosten in het jaar 2100 ten gevolge van overstromingen bijna 15000 miljard€/jaar bedragen. De oplopende kosten tussen 2040 en 2100 als gevolg van overstromingen zijn voor verschillende scenario’s weergegeven in figuur 1. Indien wel maatregelen worden genomen met betere bescherming van de kusten, zouden deze jaarlijkse schadekosten met circa een factor 10 kunnen worden verlaagd, maar ook een dergelijk bedrag blijft nog steeds van enorme omvang. Om overstromingen te voorkomen besteedt Nederland sinds jaar en dag veel aandacht en geld aan de waterkeringen. Momenteel is het versterken van de waterkeringen geregeld in het hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP). Het doel van dit programma is dat in 2050 alle primaire waterkeringen in Nederland op een sobere en doelmatige wijze zijn versterkt, zodat ze voldoen aan de wettelijke normen die zijn vastgelegd in de Waterwet. Hiermee wordt de waterveiligheid van

Nederland gewaarborgd. De opgave beslaat 1100 km aan dijken die versterkt moeten worden, omdat deze zijn afgekeurd in de (verlengde) derde toetsing van de primaire waterkeringen. Als gevolg van de nieuwe normen die per 1 januari 2017 in werking zijn getreden, komen hier naar verwachting nog enkele honderden kilometers bij. Dit betekent dat tot 2050 ongeveer de helft van alle primaire waterkeringen verbeterd moet worden. Ook zal een groot aantal kunstwerken moeten worden versterkt. Om dit doel te kunnen realiseren zijn de volgende ambities geformuleerd: Hoger productieniveau. Om in 2050 alle primaire keringen aan de norm te laten voldoen zal vanaf 2020 jaarlijks gemiddeld 50 kilometer primaire keringen versterkt moeten worden. Lagere kosten. Via slimmere en goedkopere oplossingen dienen de gemiddelde kosten van versterkingsmaatregelen beperkt te worden tot gemiddeld 7 miljoen €/km.

Geokunststoffen bij dijken en kustverdedigingen Bij het realiseren van de ambities van het HWBP kunnen geokunststoffen een grote rol spelen. Het toepassen van geokunststoffen kan resulteren in een substantieel betere, snellere en goedkopere aanleg van nieuwe waterkeringen, dijkversterkingen of kustverdediging. Tabel 1 geeft een overzicht van mogelijke toepassingen. Hierbij is een onderscheid gemaakt naar de hoeveelheid ervaring met de toepassing, zowel in Nederland als in het buitenland. Op sommige onderdelen is men met de toepassingen in het buitenland verder gevorderd dan in Nederland. Op andere onderdelen is Nederland verder vooruit, bijvoorbeeld met het Verticaal Zanddicht Geotextiel. Hierdoor zijn er over en weer goede mogelijkheden om te leren van elkaars ervaringen.

Erosiebescherming met structuurmatten a

b

Figuur 1 – a) Wereldwijd geschatte jaarlijkse kosten overstromingen zonder additionele aanpassingen voor 1.5 ºC (rode kleur), 2.0 ºC (groene kleur), RCP8.5 (scenario 50% percentiel, licht blauw) en RCP8.5_J14 scenario 95% percentiel, paars). b) Kosten als fractie van het bruto nationaal product (GDP, gross domestic product). Referentie: Jevrejeva e.a., 2018

GEOKUNST

48

JUNI 2019

Als gevolg van snelstromend water, golven of hevige regen bestaat er risico op erosie. Waterkeringen kunnen op een natuurlijke manier worden beschermd tegen erosie door een goede (gras)vegetatie op een klei-onderlaag. Hiervoor moet er een diepe en goede beworteling zijn. Het


SAM E N VAT T I N G Dit artikel is het tweede in een serie van twee. In het eerste artikel is ingegaan op de problematiek en de effecten van klimaatverandering en de potentiële rol die geokunststoffen kunnen spelen.

Door klimaatverandering is het veilig en leefbaar houden van Nederland een grote uitdaging voor de komende decennia. Zeespiegelstijging en frequentere uitzonderlijke weersomstandigheden zullen significante effecten hebben op onze waterkeringen. De komende tijd zal een enorme en kostbare versterkingsoperatie van de waterkeringen moeten plaatsvinden. Met het gebruik van geokunststoffen kan deze enorme versterkingsoperatie substantieel beter, sneller en goedkoper.

ontwikkelen daarvan duurt meerdere groeiseizoenen, over het algemeen minimaal twee. Bij aanleg van nieuwe taluds wordt in het algemeen in Nederland geaccepteerd dat de grasmat de eerste maanden of zelfs jaren nog onvoldoende sterkte heeft, vertrouwend op de erosiebestendigheid van de onderliggende kleilaag. Aanleg of oplevering in het najaar betekent dat de groeitijd voor vegetatie te kort is voor het eerstvolgende hoogwaterseizoen (15 oktober – 15 maart). In het buitenland ligt de eis voor snelle bescherming met grastaluds bij waterkeringen veelal hoger, zoals bijvoorbeeld in Amerika, waar in die gevallen veelal verankerde structuurmatten worden toegepast. Voor het vasthouden van de bovenste grondlaag op taluds bij waterkeringen kan een driedimensionale geokunststof structuurmat worden toegepast in de toplaag (zie figuur 2). Deze mat biedt bescherming van de kale grond of prille vegetatie, waardoor extra weerstand wordt verkregen tegen erosie. Dit voorkomt dat jonge begroeiing of net aangebracht graszaad wegspoelt en bevordert zo een homogene ontkieming. Het effect hiervan is de ontwikkeling van een kwalitatief betere grasvegetatie. Hiernaast biedt de structuurmat een blijvende versteviging van de toplaag in de wortelzone. Dit kan nodig zijn waar hogere belastingen worden verwacht, bijvoorbeeld door golfwerking of overslag. Tevens biedt de mat een aanvullende versterking bij een schrale onder-

Dit vervolgartikel gaat uitgebreid in op verschillende onderzoeken en ervaringen uit de praktijk met het toepassen van geokunststoffen bij dijkversterkingen, waterkeringen en kustverdediging.

grond, het (lokaal) niet aanslaan van de vegetatie, of waar lokaal beschadigingen kunnen optreden (schapenpaadjes, fietssporen langs trappen, etc.). Bij uitgevoerde overslag- en oploopproeven op grastaluds van waterkeringen op Tholen is waargenomen dat versneld falen kan optreden bij lokale beschadigingen in de grasvegetatie (Infram, 2011). Voor het vaststellen van de erosiebestendigheid van erosiematten zijn uitgebreide proeven gedaan met verschillende typen matten, zonder en

met grasvegetatie, en differentiatie in het type gras (figuur 3). Indien een snelle vegetatieontwikkeling gewenst is, kan ervoor worden gekozen om gras niet te zaaien, maar om hydro-mulching toe te passen. Hierbij wordt een mengel van graszaad, voedingsstoffen en bodemdeeltjes hydraulisch in een 3D-structuurmat gespoten. Deze techniek wordt veel toegepast in het buitenland (bv. Amerika),

Tabel 1. Toepassing en ervaring geokunststoffen bij dijkversterkingen, nieuwe waterkeringen en kustverdediging in Nederland en het buitenland

Omschrijving

Nederland

Buitenland

Erosiebescherming met 3D-structuurmatten

Nieuw

Bestaand

Steile taluds en (keer)wanden in gewapende grond met geogrids

Incidenteel

Incidenteel

Stabiliteit ophogingen op slappe ondergrond met hoge sterkte grondwapening

Incidenteel

Bestaand

Filterconstructies onder stort- of zetsteen

Bestaand

Bestaand

Kustverdediging met behulp van met zand gevulde geotextiele zakken, tubes of containers

Incidenteel

Bestaand

Ontwatering van baggerspecie met geotextiele tubes ingebouwd in de waterkering

Incidenteel

Bestaand

Teen- en taluddrainage, beheersing waterstanden met 3D-drainagematten

Incidenteel

Incidenteel

Consolidatie slappe bodemlagen onder de waterkering met verticale drains

Bestaand

Bestaand

Waterremmende lagen met bentonietmatten of folie

Nieuw

Bestaand

Anti-piping constructies met Verticaal Zanddicht Geotextiel (VZG) of bentonietmatten

Nieuw

Nieuw

Toelichting: bij de toepassingen is aangegeven of deze volledig nieuw zijn (voor zover bekend niet eerder toegepast), incidenteel (een of enkele keren succesvol toegepast) of bestaande techniek (veel ervaring).

Figuur 2 – Erosiebescherming waterkering met beginnende vegetatie op een 3D-open of voorgevulde structuurmat met bitumen gebonden steenslag (EnkaMat A20). Referentie: Low & Bonar

Figuur 3 – Uitvoering stroomproeven op grasvegetatie versterkt met een 3D open structuurmat (EnkaMat 7020, flow channel testing Colorado State University US). Referentie: Low & Bonar

GEOKUNST

49

JUNI 2019


Figuur 5 – Horizontale overgangsconstructie bij primaire waterkeringen met overgang van harde constructie (bijvoorbeeld asfalt) naar zachte constructie (gras). Referentie: Van Steeg, november 2016, Deltares

Figuur 4 – Aanleg erosiemat EnkaMat A20 proefveld overgangsconstructies binnentalud Waddenzeedijk augustus 2016. Referentie: Deltares

Figuur 7 – Toepassing verticaal zanddicht geotextiel (VZG) ter voorkoming van piping onder een waterkering. Referentie: Waterschap Rivierenland

Figuur 6 – Uitvoering van valproeven op composiet geotextiel (woven/non-woven). Referentie: Adam Bezuijen, Universiteit Gent

maar heeft nog beperkte toepassingen in Nederland. Bij hydro-seeding of -mulching dient er aandacht te zijn voor de kwaliteit van de zaden, voedingsstoffen en structuurmat aangezien alle onderdelen van grote invloed kunnen zijn op het verkrijgen van een goed begroeid talud.

Onderzoek overgangsconstructies Afhankelijk van de omvang en zone van de hydraulische belasting worden op primaire waterkeringen verschillende soorten erosiebeschermingsmaatregelen toegepast. Zware bescherming is aangebracht in de golfbelastingzone: breuksteen (al dan niet gepenetreerd), zetsteen, asfalt, beton of betonblokkenmatten.Op de hoger gelegen delen of op het binnentalud is veelal een grasbekleding toereikend. Potentieel zwakke plekken zijn de overgangen van harde naar zachte constructies (horizontaal of verticaal) of knikken in het talud. De belastingen zijn hier veelal groter en de sterkte minder. Om deze reden is vanuit Rijkswaterstaat in samenwerking met verschillende marktpartijen (onder andere Deltares en Infram) onderzoek gestart naar potentiële versterkingsmaatregelen.

Ten behoeve van dit onderzoek zijn in augustus en september 2016 een twintigtal testvelden met verschillende overgangsconstructies gebouwd op het binnentalud van de Waddenzeedijk nabij Sint Jacobiparochie (Van Steeg, 2016). De overgangen zijn gebouwd als horizontale overgangsconstructie (figuur 4 en 5). De testvelden bestaan uit een groot aantal versterkingsmogelijkheden, waaronder geokunststoffen met een viertal verschillende erosiematten en geogrids, injectie van vezels, kunststof raster, betonblokken, grasbetontegels, injectie van wortelbevorderende enzymen en niet-versterkte testvelden als referentie. De ondergrond is van alle testvelden hetzelfde. De verschillende testvelden zijn na aanleg ingezaaid met graszaad en het voornemen is deze na meerdere groeiseizoenen ter plaatse te beproeven met de golfoploopsimulator en/of in de Deltagoot in Delft. Dit gaat naar verwachting plaatsvinden in het najaar van 2019.

Geotextielen onder breuksteen Geotextielen worden sinds de jaren ’70 veel gebruikt als filter onder breuksteen. Voordien werden zinkstukken volledig opgebouwd uit rijshout, riet en wiepen. De onderlaag van het zinkstuk met filterfunctie werd later vervangen door een geweven geotextiel (zogenaamd lussendoek). Een bewerkelijk en kostbaarder meerlaags granulair filter wordt hiermee vermeden. Een probleem dat zich soms voordeed bij deze toepassing was dat de stenen die op het geotextiel werden aangebracht het geotextiel beschadigden (CUR, 2004). De richtlijn Geotextielen onder steenbekledingen (SBR CUR net, 2017) stelt

GEOKUNST

50

JUNI 2019

daarom voor om voor dit soort constructies vliezen (non-wovens) met grote rekeigenschappen te gebruiken die door de grotere rek bij breuk beter kunnen vervormen onder de vallende stenen. In deze richtlijn staat hoe de toelaatbare impact berekend kan worden. De rekenmethode wordt momenteel getoetst met behulp van laboratoriumonderzoek (Izadi e.a., 2018, Bezuijen & Izadi, 2018) en in veldproeven. Hierbij wordt ook onderzoek uitgevoerd naar de prestaties van geocomposieten (woven/non-woven, zie figuur 6).

Verticaal Zanddicht Geotextiel (VZG) Piping is een belangrijk faalmechanisme bij dijken. Bij dit mechanisme stroomt water via een zandlaag onder de dijk door op het grensvlak met klei. Afhankelijk van het stijghoogteverschil en de kwelweglengte (tussen in- en uittredepunt) kan hierbij een kritisch verhang ontstaan. Dit resulteert in zandmeevoerende wellen bij de teen van de dijk. Als dit proces doorgaat, zal tussen het buitenwater en het achterland een doorgaande verbinding ontstaan (een zogenaamde pipe) die de waterkering ondermijnt. Het is dan ook zeer belangrijk om dit proces tijdig te stoppen. Een traditionele oplossing is het aanleggen van lange pipingbermen in de binnenteen van de waterkering om het verhang te reduceren. Een recente ontwikkeling is het zogenaamde Verticale Zanddicht Geotextiel (VZG). Dit geotextiel wordt verticaal in de grond gebracht in de binnenteen van de dijk. Water dat onder de dijk doorstroomt wordt hierdoor niet gehinderd, maar het geotextiel voorkomt dat zandkorrels onder de dijk worden uitgespoeld (zie figuur 7). Een doorgaand erosieproces met het


verder groeien van de pijp onder de waterkering wordt hiermee gestopt. Sinds 2011 is het VZG in ontwikkeling en zijn laboratoriumproeven uitgevoerd. Bij de IJkdijkproef in Groningen is de effectiviteit van het VZG aangetoond (Förster e.a., 2013). Hierna is het VZG toegepast als pilot binnen het Ruimte voor de Rivier dijkversterkingsproject Hagestein-Opheusden (Waterschap Rivierenland, 2014). Vanuit de POV Piping is op basis van al het onderzoek een OBR (Ontwerp- en BeoordelingsRichtlijn) uitgebracht (POV Piping, 2017). In 2018 zijn door Waterschap Rijn en IJssel meerdere vervolg-maakbaarheidsproeven uitgevoerd ten behoeve van een tracé van 1200 meter langs het Twentekanaal bij Zutphen.

Bentonietmatten Voor het aanbrengen van een kunstmatige waterremmende laag bij waterkeringen wordt van oudsher natuurlijke klei gebruikt, voor zowel de opbouw van de gehele dijk als voor het afdichten van taluds of het voorland (Dijkwerkers, 2018). Voor het verkrijgen van afdoende waterremming en erosiebestendigheid dient deze klei te voldoen aan hoge eisen. Erosiebestendige klei (voormalige ‘categorie 1’ klei) wordt nabij de projectlocaties steeds schaarser en moet vaak van ver weg worden gehaald. Dit vormt een steeds groter probleem met oplopende kosten en milieubelasting. Als alternatief voor een dikke laag natuurlijke klei kan bij waterkeringen ook gekozen worden voor de toepassing van bentonietmatten (zie figuur 8). Internationaal wordt gesproken over Geosynthetic Clay Liners (GCL’s). Deze matten van circa 1 cm dik bestaan uit meerlaags hoogwaardige geotextielen waartussen (bij voorkeur) bentonietpoeder is verwerkt. Bentonietmatten kunnen worden gebruikt voor het (nagenoeg) waterdicht maken van zowel waterkeringen als het voorland, waarbij deze een 1 meter dikke kleilaag kunnen vervangen. Met toepassing van bentonietmatten in het voorland wordt de kwelweglengte verlengd door het verleggen van het intredepunt. Zo kunnen bentonietmatten ook worden toegepast als maatregel tegen piping. Naast een grote kosten-

besparing biedt de toepassing van GCL’s andere grote voordelen ten opzichte van gebruik van klei: duurzaamheid (energiebehoefte en CO2-uitstoot voor productie en transport), realisatiesnelheid (minder diepe ontgraving, geen bemaling nodig), grootschaliger toepassing van gebiedseigen grond en aanzienlijk minder grondonderzoek. Door de zwelcapaciteit van het bentoniet is de bentonietmat tot op zekere hoogte zelfhelend. Kleine gaatjes (orde centimeters) veroorzaakt door muizen of worteldoorgroei zullen dichtzwellen. De mogelijke toepassing van bentonietmatten op dijken en voorland wordt momenteel onderzocht vanuit Waterschap Limburg. Voor de mogelijke toepassing van bentonietmatten zal in het kader van de POV Dijkversterkingen met Gebiedseigen Grond (POV DGG) ook een OBR worden opgesteld. Bentonietmatten hebben in een zoetwateromgeving een zeer lage doorlatendheid. In brak en zout water kan de doorlatendheid ordes hoger zijn (orde 10-10 m/s in zoet water, meer dan 10-8 m/s in zout water). Dit beperkt de toepasbaarheid van deze matten enigszins in brak en zout water of in water met veel chemische verontreiniging. Ook dan is de doorlatendheid nog steeds zeer laag met een weerstand gelijkwaardig of beter dan de traditionele 1,0 m dikke kleilaag. Bovendien kan de

kleilaag bij droog en warm weer over een grote dikte structureren (scheuren). Aan de Universiteit Gent wordt onderzocht hoe bentoniet ondoorlatend kan blijven in brak en zout water en onder vochtigheidswisselingen door het toevoegen van polymeren. Gebleken is dat deze zogenaamde Hyper Clay (bentoniet met polymeer) de lage doorlatendheid van bentoniet behoudt in brak en zout water (Di Emidio, 2010) en ook nog beter bestand is tegen wisselingen in de vochtigheid (De Camillis, 2017). Dat laatste is van belang voor bentonietmatten die op een talud boven water worden toegepast.

Verticale drainage Waterkeringen zijn in Nederland vaak gelegen op een slappe ondergrond met samendrukbare lagen klei of veen. Bij het aanbrengen van een ophoging zal er consolidatie optreden. Dit is een proces waarbij wateroverspanning veroorzaakt door externe bovenbelasting langzaam dissipeert en de grond inklinkt. Bij dikke en slappe cohesieve lagen (bijvoorbeeld 8 tot 12 meter klei/veen) kan dit proces zeer langzaam gaan, hetgeen leidt tot een lange bouwtijd (ter voorkoming van instabiliteit tijdens de aanleg), en tot langdurige zettingen na oplevering. Dit leidt tot meer onderhoud van dijkbekleding, dijklichaam en op de dijk gelegen

Figuur 8 – Aanleg bentonietmat op een waterkering als kunstmatig waterremmende laag. Referentie: Kees Dorst

Figuur 10 – Aanbrengen verticale drains (ColbondDrain) ten behoeve van grootschalige dijkversterking rond New Orleans US. Referentie: Low & Bonar

Figuur 9 – Werking verticale drainage (ColbondDrain) met uittredend water. Referentie: Low & Bonar

GEOKUNST

51

JUNI 2019


wegverhardingen. Ter voorkoming hiervan kan wateroverspanning versneld worden gereduceerd, veelal met behulp van kunststof verticale drains (figuur 9), waardoor het consolidatie- en zettingsproces sneller verloopt. Deze methode kan worden toegepast in combinatie met grondverbetering, overhoogte of geforceerde consolidatie (aanbrengen onderdruk in de drains). Kunststof verticale drains worden met een grote injectiestelling geïnstalleerd tot een diepte van 10-30 meter. In het buitenland met aanzienlijk grotere diktes van het slappe lagen pakket zijn er zelfs ervaringen tot een diepte van 60 m onder maaiveld. Informatie over consolidatie van bodemlagen met verticale drainage kan worden gevonden in de recent uitgebrachte publicatie POVM Grondverbeteringen (POVM, 2018). In deze publicatie worden toepassingen van verticale drains bij waterkeringen genoemd als de buitenwaartse versterking van de Nessepolderdijk (2000-2002) en de Zuiderdijk van Drechterland (2007-2011). Een voorbeeld uit het buitenland betreft grootschalige dijkversterkingen in het moerasgebied rond New Orleans voor het versterken van waterkeringen naar aan-

leiding van de overstromingen na de orkaan Katrina, zie figuur 10. Bij verticale drainage onder waterkeringen dient er aandacht te zijn voor het afvoeren van het vrijgekomen consolidatiewater tijdens de bouwfase en de gebruiksfase. Voor toepassing van verticale drainage is doorgaans een ontheffing nodig. Bij toepassing mogen de drains geen kortsluiting maken met een ondergelegen watervoerende laag (aquifer), waardoor bij hoge rivierwaterstanden de kwel zou toenemen door voeding van onderaf. Veelal wordt hiertoe een marge aangehouden in het aanbrengen van de verticale drains tot een maximale hoogte van 1 à 1,5 meter boven de onderzijde van de cohesieve lagen. Hiertoe is het uiteraard belangrijk dat het verloop van de onderzijde van deze lagen goed in beeld is gebracht, zodat de aanbrengdiepte veilig bepaald kan worden.

Teen en taluddrainage Als gevolg van hogere waterstanden buitendijks en bodemdaling in de polders zal de hydraulische belasting op de waterkeringen toenemen. Deze

toename van het stijghoogteverschil zal negatief werken op de stabiliteit van de waterkering. Het verloop van de stijghoogte over de waterkering kan worden beïnvloed door gebruik te maken van geokunststof drainage. Dit onderwerp is zeer actueel. Vanuit de POV- macrostabiliteit en POVpiping is met een onderzoekscommissie geschreven aan de publicatie (POV-drainagetechnieken, mei 2018). Drainage bij dijken kan zinvol zijn ten behoeve van faalmechanismen als macro- en microstabiliteit en piping. In de publicatie is uitgebreid beschreven hoe moet worden omgegaan met het ontwerp, realisatie en beheer en onderhoud van verschillende drainagesystemen bij waterkeringen. Mogelijkheden in drainage zijn bijvoorbeeld verticale bronnen, grindkoffers, horizontale drains of geokunststof drainagematten. Deze drainagematten bestaan uit een composiet geokunststof 3D-structuur, die drukstabiel moet zijn onder de gegeven omstandigheden. Deze drainagematten kunnen verticaal worden ingebracht (bijvoorbeeld als teendrainage), horizontaal (deels onder waterkering of berm) of onder helling, onder de waterremmende kleilaag. Een schematische doorsnede van deze toepassingis gegeven in figuur 11. Een voorbeeld van teendrainage bij waterkeringen is de toepassing bij de zeedijk Cadzand-Breskens. Hier is over 8,5 km teendrainage aangebracht door gebruik te maken van een geokunststof 3Ddrainagemat. Ter plaatse lag een oud drainagesysteem met kapotte gresbuizen in een grindkoffer. Door de schade was deze drainage niet meer door te spuiten en voerde het oude systeem het aangeboden water ook niet meer af. Hierdoor was de stijghoogte in de teen soms zodanig hoog dat het water op de achtergelegen weg kwam te staan. Waterschap Zeeuws-Vlaanderen heeft ervoor gekozen om over dit traject de oude

Figuur 11 – Schematische doorsnede met freatische lijn binnen waterkering en opties aanbrengen van geokunststof teendrainage. Referentie: Low & Bonar

Figuur 12 – Aanbrengen teendrainage met geotextiel drainagemat (EnkaDrain Findrain) in teenconstructie waterkering Cadzand-Breskens. Referentie: Low & Bonar

GEOKUNST

52

JUNI 2019


grindkoffer te vervangen door een verticaal geokunststof drainagescherm met onderin een geïntegreerde kunststof drainage buis. Voor het aanbrengen hiervan is in de binnen teen van de dijk een smalle sleuf gefreesd, het verticale drainscherm aangebracht en aangevuld met drainagezand (zie figuur 12).

Conclusie Door klimaatverandering is het veilig en leefbaar houden van Nederland in de komende decennia een grote uitdaging. Er zal een enorme en kostbare versterkingsoperatie van de waterkeringen moeten plaatsvinden. Het op grotere schaal toepassen van geokunststoffen kan resulteren in een substantieel betere, snellere en/of goedkopere aanleg van nieuwe waterkeringen, dijkversterkingen of kustverdediging. Doorontwikkeling van concepten met het beperken van het ruimtebeslag (steile taluds), erosiebescherming (3D-structuurmatten), beheersing van waterstandverschillen (drainagematten), het gebruik van zandgevulde elementen (zakken, tubes of containers) of toepassing van waterremmende lagen met bentonietmatten bieden hierbij zeer goede potenties voor de toekomst, zowel voor Nederlandse als buitenlandse omstandigheden. Op sommige onderdelen is men in het buitenland

verder gevorderd dan in Nederland, op andere onderdelen is Nederland verder vooruit (bijvoorbeeld met het Verticaal Zanddicht Geotextiel). Hierdoor zijn er over en weer goede mogelijkheden om te leren van elkaars ervaringen.

Referenties - Bezuijen A, Izadi E, (2018), Damage of geotextile due to impact of stones. 11th International Conference on Geosynthetics, Seoul. - CUR 186 (juli 1996), Geokunststoffen en rivierdijkverbetering, Civiel Centrum Uitvoering Research en Regelgeving, CUR/NGO. - De Camillis, M. (2017), Experimental and Numerical Study of Wet and Dry Cycles on an Innovative Polymer Treated Clay for Geosynthetic Clay Liners, PhD thesis, Ghent University. - Di Emidio, G. (2010), Hydraulic and ChemicoOsmotic Performance of Polymer Treated Clays, PhD thesis, Ghent University. - Dijkwerkers (september 2018), Handboek Dijkenbouw, uitvoering versterking en nieuwbouw, Hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP), Utrecht. - Förster, U., Van der Kolk, B.J. en Van den Berg, G. (september 2013), Verticaal zanddicht geotextiel als piping-preventiemaatregel, Land en Water. - Infram (juni 2011), Overslagproeven en oploopproef Tholen, projectbureau zeeweringen, factual

report, referentie 10i092. - Izadi E, Decraene T, De Strijcker S, Bezuijen A, Vinckier D (2018), A laboratory investigation on the impact resistance of a woven geotextile Geo-textiles and Geomembranes 46 (1), 91-100. - Jevrejeva, S, Jackson, Grindsted, A, e.a.(2018), Flood damage costs under the sea level rise with warming of 1.5ºC and 2ºC, Environmental Research Letters. - POV Macrostabiliteit (september 2018), POVM grondverbeteringen, Hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP), Utrecht. - POV Macrostabiliteit en de POV-Piping (mei 2018), POV Drainagetechnieken, Hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP), Utrecht. - POV Piping (juni 2017), Ontwerp- en beoordelingsrichtlijn Verticaal Zanddicht Geotextiel, Hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP), groene versie. - SBR CUR net (maart 2017), Ontwerprichtlijn Geotextielen onder steenbekleding, SBR CUR net, Delft. - Steeg, van P.(november 2016), Bouw overgangen, verslag van uitgevoerde werkzaamheden op de dijk in augustus 2016, Deltares rapport 1230042-005. - Waterschap Rivierenland (april 2014), Nieuwsbrief dijkverbetering Hagestein – Fort Everdingen, nummer 12. Copyright figuren: zie bij de figuren. 쎲

EnkaGrid® & EnkaMat® Grondwapening en erosiebescherming bij waterkeringen en dijkversterkingen

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

GEOKUNST

53

JUNI 2019


ECSMGE 1- 6 September 2019 REYKJAVIK

NEEM DEEL AAN DE ECSMGE-2019-SPECIAL!

Deze speciale Engelstalige editie van het vakblad Geotechniek verschijnt rondom de XVII European Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, 1-6 September 2019 in Reykjavik, IJsland. De special zal, zoals eerdere internationale edities van Geotechniek, gedistribueerd worden via de organisatie van het congres via Conference Bags en/of balies. Daarnaast zal de speciale editie in pdf-format verschijnen op de site van het vakblad Geotechniek. Uw bereik is dus optimaal! Ook als u niet aanwezig bent op het congres kunt u via deze internationale editie uw doelgroep bereiken. Ingediende abstracts die niet in de proceedings worden opgenomen kunnen wĂŠl in de Geotechniek-editie gepubliceerd worden!Presenteer u aan een internationaal publiek van beleidsmakers, opdrachtgevers, ontwerpers, aannemers, uitvoerders van werken in de grond-, weg- en waterbouw en milieutechniek.

Informeer naar de plaatsingsmogelijkheden via info@uitgeverijeducom.nl en/of 010 425 65 44.

GEOTECHNIEK

54

JUNI 2019


GEOTECHNIEK

55

JUNI 2019


Profile for Uitgeverij Educom

Geotechniek Juni 2019  

Geotechniek maart 2019 nummer 2 jrg 23. Onafhankelijk vakblad voor het Geotechnische werkveld

Geotechniek Juni 2019  

Geotechniek maart 2019 nummer 2 jrg 23. Onafhankelijk vakblad voor het Geotechnische werkveld