Toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte. WTI 2017 Toetsregels Stabiliteit

Transcriptie

1 Toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte WTI 2017 Toetsregels

2 Toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte WTI 2017 Toetsregels Alexander van Duinen Deltares, 2015, B

3 Deltores Titel Toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte Opdrachtgever Rijkswaterstaat Dienst Water Verkeer en Leefomgeving Project Kenmerk Pagina's GEO ydh Trefwoorden Macrostabiliteit, ongedraineerde schuifsterkte, pieksterkte, ultimate schuifsterkte, anisotropie, softening, pre-shearing, strain compatibility, progressief falen Samenvatting In dit rapport wordt ingegaan op het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak en het toepassen van de eindwaarde (ultimate of critical state) van de ongedraineerde schuifsterkte langs het gehele schuifvlak. Op basis van het uitgevoerde onderzoek worden conclusies getrokken en aanbevelingen gedaan hoe moet worden omgegaan met de keuze tussen de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak en de eindwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in de gedetailleerde toets (toetslaag 2) en de toets op maat (toetslaag 3). Aanbevolen wordt om in de gedetailleerde toets uit te gaan van de schuifsterkte bij grote rek (ultimate of critical state). In de toets op maat kan waar nodig en zinvol de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte met het effect van pre-shearing, softening en strain compatibility worden toegepast om de resultaten uit de gedetailleerde toets te optimaliseren. De te volgen werkwijze ten aanzien van de bepaling van parameterwaarden voor de gedetailleerde toets (toetslaag 2) en de toets op maat (toetslaag 3) wordt in dit rapport omschreven. Versie Datum Auteur Par.af Review dec.2015 in. TA van Duinen dr.ir. M.A. Van Status definitief

4

5 Inhoud 1 Inleiding Achtergrond Definities 3 2 Mobilisatie schuifsterkte 5 3 Gevoeligheidsanalyses WTI-cases VNK-cases 13 4 Review 19 5 Conclusies en aanbevelingen 21 6 Referenties 25 Bijlage(n) A Berekende stabiliteitsfactoren van de VNK2-cases A-1 i

6

7 1 Inleiding 1.1 Achtergrond In het programma WTI 2017 wordt het wettelijk toetsinstrumentarium (WTI) voor de 4e toetsronde voorbereid. De 4e toetsronde start in Door een continue kennisontwikkeling is het toetsinstrumentarium in de loop van de jaren steeds completer en betrouwbaarder geworden. Ook voor het WTI van de vierde toetsronde (WTI 2017) wordt onderzoek verricht om kennisleemtes op te vullen en onzekerheden te reduceren. Het WTI 2017 bouwt door op het WTI Met het nieuwe toetsinstrumentarium kan op basis van een overstromingskansnorm worden getoetst. Daarnaast wordt nieuwe kennis van het fysisch gedrag van watersystemen en faalmechanismen in het instrumentarium geïmplementeerd. In het programma WTI 2017 wordt onder meer gewerkt aan een nieuwe toetsmethode voor het toetsspoor macrostabiliteit. Macro-instabiliteit is een faalmechanisme dat de stabiliteit van een dijk of dam ernstig kan bedreigen. Als gevolg van een hoge (of juist lage) waterstand voor de waterkering of extreme neerslag (of juist droogte), in combinatie met andere belastingen, neemt de sterkte van de ondergrond en dijk af. Als de sterkte (ofwel de schuifweerstand van de grond) onvoldoende is, kunnen grote delen van het grondlichaam langs rechte en/of gebogen glijvlakken, afschuiven (zie Figuur 1.1). Dit zowel binnenwaarts als buitenwaarts, waarna de dijk of dam zijn waterkerende functie verliest. Macro-instabiliteit Buitendijks Binnendijks glijvlak zand Figuur 1.1 Macro-instabiliteit van een dijktalud. In de eenvoudige toets (toetslaag 1) wordt met eenvoudige beslisregels getoetst of de kans op falen door macro-instabiliteit verwaarloosbaar klein is. De bestaande geometrische toets komt in het WTI 2017 te vervallen, omdat er twijfels zijn bij de onderbouwing hiervan. Hiervoor in de plaats komt een simpeler geometrische toets. Er zal hierdoor vaker een gedetailleerde toets moeten worden uitgevoerd. In de gedetailleerde toets op macrostabiliteit (toetslaag 2) wordt de macrostabiliteit met een glijvlakanalyse beoordeeld. In het WTI 2017 wordt voorgesteld de glijvlakanalyse op de volgende onderdelen te verbeteren: 1 van 25

8 Nieuw materiaalmodel voor het karakteriseren van de schuifsterkte van grond, waarbij wordt uitgegaan van de Critical State Soil Mechanics (CSSM) theorie en waarbij voor grondsoorten met een lage doorlatendheid, zoals klei en veen, wordt uitgegaan van ongedraineerd grondgedrag en voor grondsoorten met een hoge doorlatendheid, zoals zand, wordt uitgegaan van gedraineerd grondgedrag. Hiermee hangt samen dat de bepaling van schuifsterkteparameters in het veld en in het laboratorium op een andere manier moet worden uitgevoerd. Nieuw schuifvlakmodel Spencer-Van der Meij. Dit is een schuifvlakmodel, waarmee een vrije schuifvlakvorm kan worden berekend en wat rekening houdt met de horizontale krachten tussen de lamellen. Het huidige LiftVan-schuifvlakmodel blijft beschikbaar op de achtergrond om controle-berekeningen uit te voeren. Het Spencermodel berekent veelal stabiliteitsfactoren die enkele honderdsten lager liggen dan bij het LiftVan-model. Verbetering van de schematisering van waterspanningen. Dit betreft uniformering van de schematisering van waterspanningen in de gedetailleerde toets en de ontwikkeling van een grondwaterstromingsmodel voor de toets op maat (toetslaag 3). Voor de gedetailleerde toets wordt nauw aangesloten bij de bestaande kennis uit het Technisch Rapport Waterspanningen bij Dijken. Het schematiseren van waterspanningen is complex. De voorgestelde verbeteringen moeten leiden tot meer eenduidigheid en betrouwbaarheid bij het schematiseren van de waterspanningen bij het toetsen van macrostabiliteit. Naast de genoemde voorstellen voor verbetering van de toets op macrostabiliteit hebben uiteraard ook de algemene veranderingen in het WTI 2017, zoals de overstap op overstromingskansen, keuze voor nieuwe faalkansruimtefactoren, nieuwe partiële veiligheidsfactoren, nieuwe hydraulische randvoorwaarden en het stochastisch ondergrondmodel consequenties voor het toetsen van macrostabiliteit. Op deze punten wordt in het voorliggende rapport niet verder ingegaan. Deze punten worden in andere documenten toegelicht. Piekwaarde en ultimate waarde (grote rek) van de ongedraineerde schuifsterkte In dit rapport wordt ingegaan op het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak en het toepassen van de eindwaarde (ultimate of critical state) van de ongedraineerde schuifsterkte langs het gehele schuifvlak. Hierbij wordt ingegaan op de volgende punten: Effecten van spanningsrotatie en pre-shearing in triaxiaal compressie proeven en direct simple shear proeven voor het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte parameters. Bijdrage van triaxiaal extensie proeven aan de schuifsterkte langs het schuifvlak voor het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte parameters. Gevoeligheidsberekeningen op basis van de eerder in het kader van het WTIonderzoek geanalyseerde cases van taludafschuivingen bij dijken. Gevoeligheidsberekeningen op basis van de eerder in het kader van het WTIonderzoek geanalyseerde VNK2-cases. 2 van 25

9 Discussies met prof. Jardine van Imperial College Londen en met het specialistenteam over de keuze tussen de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte en de eindwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte. Op basis hiervan worden conclusies getrokken en aanbevelingen gedaan hoe moet worden omgegaan met de keuze tussen het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak en het toepassen van de eindwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in de gedetailleerde toets (toetslaag 2) en de toets op maat (toetslaag 3). 1.2 Definities De resultaten van sterkteproeven uit het laboratorium kunnen worden gepresenteerd in de vorm van een spannings-rek relatie. Voor triaxiaalproeven is het gebruikelijk de deviator spanning, q (of t), als functie van de axiale rek, a, te presenteren. Voor Direct Simple Shear, DSS proeven is het gebruikelijk om de gemobiliseerde schuifweerstand,, als functie van de schuifrek,, te presenteren. Figuur 1.2 geeft een principeschets. Bij de meeste grondsoorten wordt een verloop gevonden dat initieel bij toenemende rek een toenemende sterkte laat zien tot een piekwaarde wordt bereikt. Daarna volgt een afname van de maximaal te mobiliseren schuifweerstand, softening, tot de critical state is bereikt. De sterkte die is gemobiliseerd bij het bereiken van de critical state wordt de critical state sterkte genoemd. In de proefresultaten is het niet altijd duidelijk of de critical state daadwerkelijk is bereikt. In de praktijk wordt veelal de sterkte die aan het einde van de proef is gemobiliseerd gebruikt als benadering van de critical state sterkte. Deze waarde wordt in dit rapport aangeduid met ultimate waarde. In het WTI2017 is aangehouden dat de ultimate waarde in triaxiaal proeven wordt bereikt bij a = 25% en in DSS proeven bij = 40%. In sommige grondsoorten kan bij het verder afschuiven van de grond een nog lagere weerstand worden gevonden. Dit wordt aangeduid met residuele sterkte. 30 pieksterkte softening ultimate sterkte q [kpa] ,1 0,2 0,3 a [-] Figuur 1.2 Illustratie begrippen pieksterkte, softening en ultimate sterkte 3 van 25

10

11 2 Mobilisatie schuifsterkte Bij het vaststellen van schuifsterkte parameters moet een keuze worden gemaakt tussen de piek, grote rek (ultimate of critical state) of residuele schuifsterkte. Voor het analyseren van macrostabiliteit van taluds van ophogingen is de schuifsterkte bij grote rek uit triaxiaal- en direct simple shear proeven een goede maat voor de gemobiliseerde schuifsterkte langs een schuifvlak (Skempton, 1970; Leroueil et al, 1990; Crabb en Atkinson, 1991). Door uit te gaan van de schuifsterkte bij grote rek is de achterliggende aanname dat de schuifsterkte langs het hele schuifvlak volledig is gemobiliseerd en dat geen progressief falen zal optreden. Langs het gehele schuifvlak levert de grond een bijdrage aan de stabiliteit van het talud. Deze werkwijze sluit goed aan bij de empirische ervaring met opgetreden instabiliteiten van taluds en funderingen (Larsson, 1980 en Terzaghi et al, 1996). Om de schuifsterkte langs het gehele schuifvlak te mobiliseren is vervorming nodig in het actieve en passieve deel van het schuifvlak. Met name in het passieve deel van het schuifvlak is veel vervorming nodig om de schuifsterkte volledig te mobiliseren (vanuit een initiële neutrale gronddruksituatie). Om de piek van de mobiliseerbare schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak te mobiliseren is beperkte vervorming van een talud voldoende (orde centimeters). Dit verschil in de grootte van de vervorming die nodig is om de actieve en passieve schuifsterkte te mobiliseren, is het gevolg van de anisotrope spanningstoestand van de grond. Bij een opgetreden taludinstabiliteit in het veld is veelal te zien dat de vervorming bij de kruin van de dijk veel groter is dan bij de teen van de dijk (of het uittredepunt van het schuifvlak). Het is daarom goed denkbaar dat de schuifsterkte in de passieve zone van het schuifvlak van een taludinstabiliteit veelal niet volledig is gemobiliseerd. Analyses met Eindige Elementen Modellen en Material Point Modellen laten ook vaak zien dat de rekken in de passieve zone van het schuifvlak beduidend kleiner zijn dan in de actieve zone. Na het optreden van de piek van de mobiliseerbare schuifsterkte neemt de sterkte van de grond bij toenemende vervorming meestal af (softening). Wanneer grote vervorming optreedt bij instabiliteit van een talud en de vervorming zo groot is dat de gemobiliseerde schuifsterkte in het passieve deel van het schuifvlak een maximum heeft bereikt, is de schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak al over de piek heen en is gereduceerd tot een lagere schuifsterkte. De maximaal mobiliseerbare schuifsterkte langs het schuifvlak wordt overschat wanneer er van wordt uitgegaan dat de piekwaarde van de schuifsterkte langs het gehele schuifvlak tegelijkertijd wordt gemobiliseerd. Wanneer wordt uitgegaan van gelijke optredende rekken langs het gehele schuifvlak, kan een grootte van de rek worden bepaald waarbij de gemobiliseerde schuifsterkte langs het gehele schuifvlak maximaal is (strain compatibility bij Ladd, 1991). Dit resulteert in een waarde van de schuifsterkte die lager ligt dan de piekwaarde van de schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak. Bij ongedraineerd afschuiven van grond speelt de mate van verstoring van de oorspronkelijke structuur van de grond (geïnduceerde anisotropie) een grote rol voor de mobiliseerbare schuifsterkte en de stijfheid van de grond. De oorspronkelijke structuur van de grond (oriëntatie van de gronddeeltjes) is een gevolg van de sedimentatie processen en andere processen in de grond (inherente anisotropie). Het ontstaan van een schuifvlak met de bijbehorende spanningsveranderingen veroorzaken een verstoring van de oorspronkelijke structuur van de grond. 5 van 25

12 De grootte van die verstoring hangt af van de richting van het schuifvlak ten opzichte van de richting van de oorspronkelijke structuur van de grond. De geïnduceerde anisotropie en de initiële anisotrope spanningstoestand zijn van belang voor de stijfheid van de grond en voor de grootte van de wateroverspanningen die ontstaan bij een afschuiving en daarmee dus ook op de mobiliseerbare ongedraineerde schuifsterkte. Als gevolg van de verschillende vormen van anisotropie heeft de mobiliseerbare ongedraineerde schuifsterkte een andere grootte op elk punt van het schuifvlak. Door de ADP-methode (Active Direct Passive) (Ladd, 1991) toe te passen kunnen deze effecten van anisotropie in rekening worden gebracht in een glijvlak-analyse. De ADP-methode gaat er van uit dat het grondgedrag in de actieve zone wordt gerepresenteerd door triaxiaal compressie proeven en het grondgedrag in de passieve zone door triaxiaal extensie proeven. Direct simple shear proeven representeren het grondgedrag in de zone tussen de actieve en passieve zone. Als gevolg van de verschillen in de mate van verstoring van de oorspronkelijke structuur van de grond en de grootte van de wateroverspanningen die ontstaan bij ongedraineerd afschuiven, is de ongedraineerde schuifsterkte ratio S in triaxiaal compressie proeven hoger dan die in triaxiaal extensie proeven. De ongedraineerde schuifsterkte ratio S uit direct simple shear proeven ligt tussen die van de triaxiaal compressie proeven en triaxiaal extensie proeven in. Bij grond met een hoge plasticiteitsindex zijn deze verschillen kleiner dan bij grond met een lage plasticiteitsindex (Ladd, 1991). Door de verschillen in stijfheid van de grond wordt de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte ratio S in het actieve deel van het schuifvlak (en triaxiaal compressie proeven) bij een veel kleinere rek gemobiliseerd dan die in het passieve deel van het schuifvlak (en triaxiaal extensie proeven). Bij bestaande ophogingen zijn rondom het talud de richting van de spanningen in de ondergrond geroteerd ten opzichte van de oorspronkelijke onbelaste situatie. Door het aanbrengen van de ophoging is schuifspanning in de grond gemobiliseerd. De wateroverspanningen als gevolg van de ophoging zijn gedissipeerd, wanneer voldoende tijd is verstreken. Door deze opgetreden spanningsveranderingen is de mobiliseerbare schuifsterkte onder het talud hoger dan in de onbelaste ondergrond naast de ophoging. Dit effect staat bekend als pre-shearing en dit beïnvloedt het effect van de hierboven genoemde anisotropie (Ladd, 1991; Jardine, 2002; Zdravkovic et al, 2001). De ADP-methode is daardoor niet zondermeer van toepassing bij het analyseren van de taludstabiliteit van bestaande ophogingen. De hogere sterkte is er alleen in de zone waar de grootte en richting van de spanningen veranderen door de aanleg van de ophoging (zone waar zetting en consolidatie hebben plaats gevonden). Op enige afstand (enkele meters) naast het talud is er geen effect van pre-shearing. Door het effect van pre-shearing wordt de pieksterkte van de grond hoger, maar na het overschrijden van de pieksterkte neemt de schuifsterkte snel af tot een lagere waarde. De schuifsterkte bij grote rek verandert niet als gevolg van pre-shearing. Door het effect van pre-shearing wordt het grondgedrag brosser. Bros gedrag heeft het gevaar van progressief falen. Als gevolg van pre-shearing kan de schuifsterkte langs het deel van het schuifvlak waar pre-shearing optreedt met 20 tot 50% toenemen. Het hiervoor beschreven grondgedrag langs een schuifvlak maakt een goede keuze van de schuifsterkte parameters complex en niet zondermeer voor de hand liggend. In een Eindige Elementen Model met een complex grondgedragsmodel zou het gehele spanningsvervormingsgedrag in rekening kunnen worden gebracht. In een glijvlakanalyse moet een keuze voor de schuifsterkte parameters worden gemaakt die recht doet aan het complexe grondgedrag in het veld. 6 van 25

13 0,5 0,4 alle proeven normaal geconsolideerd TC en TE = 1,5 a TC en TE monsterverhouding TC en TE is 2:1 TC 25A en DSS 33C met pre-shearing TC 33B klei Calais 0,3 TC 22C klei Calais 0,2 TC 25A klei met schelpstukjes Calais t/ ' vc [-] 0,1 TE 42D klei Calais 0 DSS 33B klei Calais -0,1 DSS 22C klei Calais -0,2 DSS 33C klei Calais -0, [%] Figuur 2.1 Genormaliseerde schuifspanning tegen schuifrek op basis van resultaten van triaxiaal compressie proeven, direct simple shear proeven en triaxiaal extensie proeven op klei. In Figuur 2.1 is de genormaliseerde schuifspanning tegen schuifrek weergegeven op basis van resultaten van triaxiaal compressie proeven, direct simple shear proeven en triaxiaal extensie proeven op klei. De proeven 25A en 33C zijn met pre-shearing uitgevoerd en laten de hoogste piekwaarde van de schuifsterkte zien. Bij deze proefresultaten is zichtbaar dat een pieksterkte en een lagere schuifsterkte bij grote rek wordt gemobiliseerd. Bij de triaxiaal extensie proef treedt de pieksterkte op bij een veel grotere rek dan bij de direct simple shear proeven. Bij de triaxiaal compressie proeven ligt de pieksterkte bij een kleinere rek dan bij de direct simple shear proeven. De grootte van de pieksterkte is bij de triaxiaal compressie proef het hoogst en bij de triaxiaal extensie proef en bij de direct simple shear proef lager. Bij grote rekken is de schuifsterkte voor de triaxiaal compressie proeven en triaxiaal extensie proeven ongeveer gelijk, terwijl de schuifsterkte van de direct simple shear proeven iets lager ligt. De verschillen in grootte van de pieksterkte en de verschillen in grootte van de rek waarbij de pieksterkte optreedt zijn effecten van de anisotropie van de grond. De triaxiaalproef 25A en direct simple shear proef 33C in Figuur 2.1 laten zien dat door preshearing de pieksterkte toeneemt en dat het gedrag van de grond brosser wordt. Bij de direct simple shear proef is de sterkte toename het grootst. De pieksterkte in de triaxiaal compressie proef en de direct simple shear proef zijn nagenoeg gelijk. De piekwaarde van de schuifsterkte wordt in de direct simple shear proef met pre-shearing gemobiliseerd bij een kleinere rek. 7 van 25

14 v v Actief h h h h Passief v triaxiaal compressie (TC) F v v triaxiaal extensie (TE) direct simple shear (DSS) S TC + pre-shearing DSS + pre-shearing TC DSS pieksterkte met ADP TE pieksterkte met pre shearing pre shearing en strain compatibility TC DSS TE ultimate sterkte Figuur 2.2 Schematische weergave van de ongedraineerde schuifsterkte ratio S langs het schuifvlak met L (m) effecten van anisotropie, pre shearing, softening en strain compatibility. In Figuur 2.2 is schematisch aangegeven welke schuifsterkte wordt gemobiliseerd langs het schuifvlak. Hierbij zijn de effecten van anisotropie, pre shearing, softening en strain compatibility zichtbaar gemaakt. Figuur 2.2 is opgesplitst in twee delen. Het bovenste deel toont een dwarsdoorsnede van een ophoging waarin een schuifvlak is aangegeven met de drie zones waar de triaxiaal compressie proeven, direct simple shear proeven en triaxiaal extensie proeven representatief zijn volgens de eerder genoemde ADP-methode. Het onderste deel van Figuur 2.2 geeft het verloop van de schuifsterkte ratio S langs het potentiële glijvlak volgens de vier verschillende mogelijke benaderingen: Blauwe lijn: Uitgaande van de sterkte bij grote rek (ultimate) is de ongedraineerde schuifsterkte ratio S langs het gehele schuifvlak ongeveer gelijk. Groene lijn: Uitgaande van de maximaal mobiliseerbare schuifsterkte in de verschillende delen van het schuifvlak is er verschil in de schuifsterkte in de drie delen van het schuifvlak als gevolg van anisotropie (pieksterkte ADP). Door verschillen in optredende rek langs het schuifvlak kan de schuifsterkte echter niet overal tegelijkertijd maximaal zijn. Rode lijn: Door pre shearing neemt de mobiliseerbare schuifsterkte toe in de zone onder het talud (pieksterkte met pre shearing). Echter ook hier geldt dat door verschillen in optredende rek langs het schuifvlak de schuifsterkte niet overal tegelijkertijd maximaal kan zijn. Gele lijn: Wanneer rekening wordt gehouden met de verschillen in de optredende rekken (strain compatibility) langs een schuifvlak moet de ongedraineerde schuifsterkte ratio S worden gecorrigeerd. Dit kan door aan de ongedraineerde schuifsterkte ratio S in de passieve zone een heel lage waarde toe te kennen (pre shearing en strain compatibility). 8 van 25

15 Vanwege de verschillen in optredende rek langs het glijvlak zijn de uitgangspunten die aan de groende en rode lijn van Figuur 2.2 ten grondslag liggen niet realistisch. Er resteren twee mogelijkheden voor het bepalen van de ongedraineerde schuifsterkte ratio S: Sterkte bij grote rek (ultimate) toepassen. De schuifsterkte bij grote rek (schuifrek 40%) wordt langs het hele schuifvlak toegepast. Bij veen is de piek van de schuifsterkte in een direct simple shear proef meestal pas bereikt bij 40% schuifrek of meer. Een schuifrek van 40% in een direct simple shear proef correspondeert met een axiale rek van 25% in een triaxiaal compressie proef ( 1,5 volgens Ladd, 1991). De ongedraineerde schuifsterkte ratio S tendeert bij grote rek naar dezelfde waarde langs het gehele schuifvlak (zie Figuur 2.1). Aan de actieve zijde is de schuifsterkte ruim over piek heen en aan de passieve zijde is de maximale sterkte gemobiliseerd. Dit komt overeen met de blauwe lijn uit Figuur 2.2. Pieksterkte als gevolg van pre shearing in het actieve deel van het schuifvlak benutten. Dit heeft een gunstig effect op de sterkte onder de kruin en het talud van de dijk. De ongedraineerde schuifsterkte ratio S is hoog in het actieve deel van het schuifvlak en bij de teen van het talud. De sterkte in de passieve zone van het schuifvlak (naast de dijk) is echter nog lang niet gemobiliseerd en daardoor heel laag (nihil) op het moment dat de sterkte aan de actieve zijde al maximaal is gemobiliseerd (zie Figuur 2.2). Daardoor moeten verschillende waarden van S langs het schuifvlak worden toegepast (onder de dijk en naast de dijk). Dit komt overeen met de gele lijn uit Figuur van 25

16

17 3 Gevoeligheidsanalyses 3.1 WTI-cases Voor vier cases is onderzocht wat de invloed is van keuzes voor het toepassen van de ultimate schuifsterkte versus de piekwaarde van de schuifsterkte (rekening houdend met de effecten van pre-shearing en strain compatibility) in het actieve deel van het schuifvlak op de stabiliteitsfactor. De vier cases zijn: Macrostabiliteitsproef bij Bergambacht. Lekdijk bij Bergambacht met het hoge water van Lekdijk in Nieuw-Lekkerland met het hoge water van Lekdijk west in Bergambacht met het hoge water van De macrostabiliteitsproef bij Bergambacht betreft een bezweken talud. De drie andere locaties betreffen dijken, die een hoge waterstand hebben gekeerd. Bij de Lekdijk west in Bergambacht is wel deformatie aan het talud gemeten. Deze vier cases zijn ook onderzocht in Van Duinen (2010) en Van Duinen (2013). Bij al deze cases is lokaal grondmechanisch onderzoek beschikbaar waaruit de ongedraineerde schuifsterkte parameters zijn afgeleid. De uitgangspunten voor de berekeningen zijn overgenomen uit Van Duinen (2010) en Van Duinen (2013). In afwijking van deze, oorspronkelijke, uitgangspunten zijn voor veen en dijksmateriaal de parameters uit Tabel 3.1 toegepast. Alle berekeningen zijn uitgevoerd met verwachtingswaarden van de schuifsterkte om de relatie te kunnen leggen tussen de berekende stabiliteitsfactoren en het gedrag van de dijktaluds in het veld. Dijksmateriaal Veen Piek * Ultimate Piek * Ultimate Cohesie c (kn/m 2 ) Hoek van inwendige wrijving (º) 42,5 33,0 24,0 46,0 Ongedraineerde schuifsterkte ratio S (-) Figuur 3.1 0,37 0,30 0,50 (onder de dijk) 0,05 (binnendijks) 0,39 Schuifsterkte parameters voor veen en dijksmateriaal. * De piekwaarde betreft hier het rekniveau waarbij klei de piekwaarde van de schuifsterkte bereikt. Tevens is rekening gehouden met de effecten van pre-shearing en strain compatibility. De berekende stabiliteitsfactoren zijn weergegeven in Tabel van 25

18 Locatie Bergambacht macrostabiliteitproef Lekdijk Bergambacht hoog water 1995 Nieuw Lekkerland Dp m hoog water 1953 Lekdijk west Bergambacht hoog water 1995 sfactor F min A B C Celproef Ultimate = Basis berekening ongedraineerde schuifsterkte 0,51 (0,49) 1,54 (1,46) 1,44 (1,37) 1,22 (1,16) 0,76 (0,72) 1,24 (1,18) 1,06 (1,01) 1,05 (1,01) Pieksterkte ongedraineerde schuifsterkte 0,77 (0,73) 1,31 (1,24) 1,07 (1,02) 1,19 (1,13) Tabel 3.1 Berekende stabiliteitsfactoren met LiftVan-model en verwachtingswaarden van de schuifsterkte. De waarden tussen haakjes zijn resultaten inclusief modelfactor 1,05. Op basis van de berekeningsresultaten in Tabel 3.2 kan het volgende worden opgemerkt: Voor drie van de vier cases resulteren de stabiliteitsberekeningen op basis van ongedraineerde schuifsterkte (berekeningen B en C) tot lagere stabiliteitsfactoren dan de stabiliteitsberekeningen op basis van celproeven (berekening A). Uitzondering hierop vormt de Bergambacht macrostabiliteit proef. De oorzaak hiervan is de lage effectieve spanning in het achterland door het verlagen van het maaiveld en door het realiseren van opdrijven van het achterland. Bij de berekeningen met ongedraineerde schuifsterkte geeft toepassing van de piekwaarde van de schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak (berekening C) steeds een (iets) hogere stabiliteitsfactor dan de berekeningen met ultimate waarde van de schuifsterkte (berekening B). Zoals toegelicht in onder andere Tabel 3.1 wordt voor berekening B ter plaatse van de kruin een lagere sterkte dan in berekening C in rekening gebracht. Ter plaatse van het achterland wordt in berekening B juist een hogere sterkte, dan in berekening C, in rekening gebracht. Voor de dwarsprofielen waar wordt gevonden dat de berekende evenwichtsfactor in berekening C hoger is dan die van berekening B betreffen situaties waarin opdrijven van het achterland optreedt en / of dat in het achterland veenlagen met een lage sterkte aanwezig zijn. Dit zijn situaties waarin de sterkte van het achterland weinig bijdraagt aan de berekende stabiliteitsfactor. De hogere sterkte ter plaatse van het dijklichaam in berekening C heeft dan een grotere invloed op de berekende evenwichtsfactor dan de lagere sterkte in het achterland. Op grond van de berekeningsresultaten in Tabel 3.2 kan niet worden aangegeven of de gekozen uitgangspunten voor de gemobiliseerde schuifsterkte realistisch zijn. De basisberekeningen met volledig ongedraineerd gedrag en ultimate waarde van de schuifsterkte geven stabiliteitsfactoren die passen bij het bezwijken van het talud van de macrostabiliteitsproef Bergambacht en die ook passen bij het overleven van de opgetreden hoge waterstanden bij de andere drie locaties. De andere berekeningen met piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak (rekening houdend met de effecten van pre-shearing en strain compatibility) geven ook stabiliteitsfactoren die passen 12 van 25

19 bij de andere geanalyseerde cases. Bij de macrostabiliteitsproef Bergambacht is bezwijken van het talud opgetreden. De berekende stabiliteitsfactoren met verwachtingswaarden van de schuifsterkte liggen voor deze casus onder de 1,0, wat duidt op onvoldoende stabiliteit. Bij de overige drie cases is geen bezwijken van de taluds opgetreden. De berekende stabiliteitsfactoren zijn hiermee in overeenstemming, want deze zijn groter dan 1,0. Op basis van deze stabiliteitsberekeningen kan dus geen conclusie worden getrokken over de juistheid van de gekozen schuifsterkte parameters. Ook kan niet worden geconcludeerd dat de gekozen parameters onjuist zijn. Dit betekent dat er enige ruimte is in de keuze van schuifsterkte parameters, wat resulteert in een bandbreedte van berekende stabiliteitsfactoren. Wat het effect van de gekozen schuifsterkte parameters op de berekende stabiliteitsfactoren betreft, blijkt dit per situatie heel verschillend te kunnen zijn. Het niveau van de effectieve spanning en de grootte van de grensspanning en opdrijven van het achterland zijn factoren die een rol spelen. 3.2 VNK-cases Voor diverse waterkeringen in Nederland zijn stabiliteitsanalyses uitgevoerd met de verschillende modelleringen van de ongedraineerde schuifsterkte uit het voorgaande hoofdstuk: ultimate schuifsterkte versus piekwaarde van de schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak (rekening houdend met de effecten van pre-shearing en strain compatibility). De gegevens betreffende de geometrie van de waterkeringen en de opbouw van de ondergrond en de waterspanningen zijn afkomstig van het project Veiligheid Nederland in Kaart 2 (VNK2). Alle stabiliteitsanalyses zijn uitgevoerd met het schuifvlakmodel LiftVan (D-Geo Stability). Dit is een model waarmee cirkelvormige en niet-cirkelvormige schuifvlakken beschouwd kunnen worden. Voor de toepassing van dit model is gekozen omdat het model zowel in situaties met opdrijven van het achterland als in situaties zonder opdrijven van het achterland het maatgevende schuifvlak kan vinden. In Figuur 3.1 is een overzicht gegeven van de ligging van de 42 beschouwde testcases. De cases zijn voornamelijk gelegen in het rivierengebied, aangevuld met profielen langs het Marker -, en IJsselmeer en Zeeland. Hiermee is de verzameling cases niet volledig landsdekkend. Echter, verwacht wordt dat voldoende variatie in type dijkprofielen en belasting in deze cases beschikbaar is voor de validatie. Benadrukt wordt dat het hier gaat om ongedraineerde stabiliteitsanalyses. Dergelijke analyses zijn niet geschikt zanddijken in combinatie met een zandige ondergrond. 13 van 25

20 Figuur 3.2 Ligging beschouwde VNK2 testcases. De parameters voor de ongedraineerde stabiliteitsberekeningen (ongedraineerde schuifsterkte ratio S en pre overburden pressure POP) zijn vastgesteld op basis van ervaringen uit SBW en het WTI 2017-project. De toegepaste parameters zijn gebaseerd op een beperkt aantal onderzoekslocaties. Voor deze studie zijn deze parameters representatief verondersteld voor heel Nederland. Voor S lijkt dat een verdedigbare keuze, omdat S gerelateerd is aan fysische eigenschappen van de grond, zoals het gehalte aan zand, klei en organische stof. Voor de POP is deze keuze arbitrair. De POP is een maat voor de lokale toestand van de grond. Per locatie kan de POP (verwachtingswaarde en standaardafwijking) dus gemakkelijk overschat of onderschat worden. De verwachting is dat de gekozen POPwaarden op basis van de SBW- en WTI-ervaring gemiddeld genomen een redelijke schatting zijn voor de POP in de Nederlandse ondergrond, er van uitgaande dat de geometrie en belastingsgeschiedenis op verschillende locaties niet heel erg verschillend zullen zijn. De toegepaste schuifsterkte parameters zijn weergegeven in de Tabellen 3.3 en van 25

21 Grondsoort Afzetting Volumegewicht oude nieuwe benaming benaming (kn/m 3 ) Ultimate waarde S onder de dijk (-) S naast de dijk (-) Piekwaarde S onder de dijk (-) S naast de dijk (-) veen Hollandveen, Nieuwkoop ,32 0,32 mineraalarm Basisveen 0,43 0,02 veen kleiig Gorkum Echteld ,24 0,24 0,48 0,02 klei organisch Gorkum Echteld ,22 0,22 (komklei) 0,39 0,02 klei met Duinkerke, Naaldwijk ,19 0,19 plantenresten Calais 0,37 0,02 klei zwaar Tiel, Gorkum Echteld ,23 0,23 (rivier) 0,32 0,02 klei zwaar Duinkerke, Naaldwijk ,24 0,24 (marien) Calais 0,36 0,02 klei zandig Tiel, Gorkum Echteld (rivier) 0,21 0,13 0,32 0,02 klei zandig Duinkerke, Naaldwijk (marien) Calais 0,21 0,13 0,36 0,02 dijksmateriaal antropogeen antropogeen klei 0,22 n.v.t. 0,30 n.v.t. dijksmateriaal antropogeen antropogeen klei 0,45 n.v.t. 0,45 n.v.t. dijksmateriaal antropogeen antropogeen zand 0,45 n.v.t. 0,45 n.v.t. zand Pleistoceen Pleistoceen ,45 0,45 0,45 0,45 Tabel 3.2 Karakteristieke waarden van de ongedraineerde schuifsterkteratio S voor berekeningen met ultimate waarde van de schuifsterkte en piekwaarden van de schuifsterkte (rekening houdend met de effecten van pre-shearing en strain compatibility). Bij de ongedraineerde schuifsterkte ratio S op basis van ultimate waarden van de schuifsterkte in Tabel 3.3 zijn de waarden van S onder en naast de dijk gelijk, omdat het uitgangspunt is dat de schuifsterkte langs het gehele schuifvlak volledig is gemobiliseerd. Uitzondering hierop zijn de kleilagen met een volumegewicht groter dan 16 kn/m 3. Voor deze kleilagen met een lagere plasticiteitsindex geldt dat de ongedraineerde schuifsterkte in het passieve deel van het schuifvlak relatief laag is, omdat triaxiaal extensie proeven voor dergelijke kleien een lage waarde voor S geven (Ladd, 1991). Bij de ongedraineerde schuifsterkte ratio S op basis van de piekwaarden van de schuifsterkte in Tabel 3.3 zijn de waarden van S naast de dijk zeer laag in verhouding tot de waarden van S onder de dijk, omdat de schuifsterkte in de passieve zone nog niet is gemobiliseerd wanneer in het actieve deel van het schuifvlak de pieksterkte operationeel is. 15 van 25

22 Grondsoort Geologische afzetting Volumegewicht POP onder POP naast oude benaming nieuwe benaming (kn/m 3 ) de dijk (kn/m 2 ) de dijk (kn/m 2 ) veen mineraalarm Hollandveen Nieuwkoop ,3 10,3 veen Basisveen Nieuwkoop ,2 17,2 veen kleiig Gorkum Echteld ,5 18,6 klei organisch Gorkum Echteld ,5 18,6 (komklei) klei met plantenresten Duinkerke Naaldwijk ,2 20,2 (ondiep) klei met plantenresten (diep) Calais Naaldwijk ,1 10,0 klei zwaar (rivier Tiel Echteld ,1 23,2 ondiep) klei zwaar (rivier diep) Gorkum Echteld ,5 18,6 klei zwaar (marien Duinkerke Naaldwijk ,2 20,2 ondiep) klei zwaar (marien Calais Naaldwijk ,1 10,0 diep) klei zandig (rivier Tiel Echteld ,1 23,2 ondiep) klei zandig (rivier diep) Gorkum Echteld ,5 18,6 klei zandig (marien Duinkerke Naaldwijk ,2 20,2 ondiep) klei zandig (marien Calais Naaldwijk ,1 10,0 diep) dijksmateriaal klei antropogeen antropogeen ,2 n.v.t. dijksmateriaal klei antropogeen antropogeen n.v.t. dijksmateriaal zand antropogeen antropogeen n.v.t. zand Pleistoceen Pleistoceen Tabel 3.3 Karakteristieke waarden van de pre overburden pressure (POP) voor berekeningen met ongedraineerde schuifsterkte. 16 van 25

23 Figuur 3.3 Berekende stabiliteitsfactoren F min van vergelijkende stabiliteitsberekeningen met ultimate waarden van de ongedraineerde schuifsterkte en piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte. In Figuur 3.2 zijn de resultaten van de vergelijkende stabiliteitsberekeningen met ultimate waarden van de ongedraineerde schuifsterkte (horizontale as) en piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte (verticale as) weergegeven. Een tabel met de berekende stabiliteitsfactoren per dwarsprofiel is opgenomen in Bijlage A. De berekende stabiliteitsfactoren in Figuur 3.2 laten een zeer wisselend beeld per dwarsprofiel zien. In sommige situaties geeft de berekening met de ultimate waarde van de ongedraineerde schuifsterkte een veel hogere stabiliteitsfactor dan de berekening met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte en in andere dwarsprofielen is het omgekeerde het geval. Nadere analyse van de berekende stabiliteitsfactoren laat het volgende zien: sberekeningen met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak (met effecten van pre-shearing en strain compatibility) kunnen een hogere stabiliteitsfactor geven bij situaties met opdrijven en opbarsten van dunne deklagen binnendijks. In dergelijke situaties is de bijdrage van de schuifsterkte in de binnendijkse deklaag aan de schuifsterkte langs het schuifvlak gering. Door te werken met piekwaarden van de schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak neemt de schuifsterkte in de passieve zone nauwelijks af, maar in de actieve zone kan de schuifsterkte substantieel toenemen. 17 van 25

24 Bij stabiliteitsberekeningen met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak kan in sommige situaties instabiliteit van sloottaluds en stabiliteitsbermen worden berekend (hoewel dit toch zogenaamde zone 1-schuifvlakken zijn). Door de zeer lage sterkte in de passieve zone kan de stabiliteit van schuifvlakken bij sloottaluds en stabiliteitsbermen afnemen. Het hangt van de situatie af of dit een gevaar voor de stabiliteit van de gehele waterkering vormt. 18 van 25

25 4 Review De keuze tussen het toepassen van de ultimate waarde van de ongedraineerde schuifsterkte en de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte en de invloed daarvan op de mobiliseerbare schuifsterkte in stabiliteitsanalyses is besproken met prof. Richard Jardine van Imperial College Londen op 19 april 2013 in Delft. (Deze bespreking heeft dus plaats gevonden voordat de bovenstaande analyses zijn uitgevoerd.) Hierbij is onder meer het volgende aan de orde geweest: Literatuur review van onderzoeksresultaten van MIT en Imperial College over spanningsrotatie en pre-shearing, waaruit blijkt dat bij een gefaseerde ophoging mag worden uitgegaan van een hogere ongedraineerde schuifsterkte ratio S, die gepaard gaat met brosser gedrag. De door Deltares uitgevoerde direct simple shear proeven en triaxiaal compressie proeven met pre-shearing ondersteunen het voorgaande punt. sanalyses waarbij in de actieve zone de ongedraineerde schuifsterkte ratio S uit de triaxiaal compressie proef wordt toegepast met effect van pre-shearing en in de directe zone S uit de direct simple shear proef met effect van pre-shearing en in de passieve zone S uit de triaxiaal extensie proef (of S uit triaxiaal compressie proef gedeeld door 2) lijken op voorhand zowel een elementaire logica als een redelijke kans op bevredigende resultaten te hebben. Wat strain compatibility betreft is van belang dat bezwijken meestal begint in de actieve zone en zich daarna uit spreidt naar de directe zone. De rekken in de passieve zone blijven klein tot aan bezwijken. Om de operationele schuifsterkte te definiëren moet in de actieve zone de axiale rek grens van 5% worden toegepast en een schuifrek grens van 15% in de directe zone (DSS), terwijl de schuifsterkte in de passieve zone moet worden gedefinieerd bij circa 2% axiale rek. Nader onderzoek en gedetailleerdere uitwerking van deze aanpak is nodig. De vooruitzichten om hiermee een redelijk en robuust resultaat te bereiken zijn op zijn minst veelbelovend. Op 24 november 2014 is dit onderwerp ook besproken met het specialistenteam. Dit specialistenteam bestaat uit een aantal experts op het gebied van grondmechanica (extern Deltares). Deze experts zijn van mening dat het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte met de effecten van pre-shearing en strain compatibility in stabiliteitsanalyses complex is. Op basis van deze discussie is geconcludeerd dat het in rekening brengen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte vooralsnog niet kan worden toegepast in de gedetailleerde toets (toetslaag 2). 19 van 25

26

27 5 Conclusies en aanbevelingen In dit rapport is een onderzoek beschreven naar toepassing van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte en de eindwaarde bij grote rek (ultimate of critical state). Daarbij is aandacht besteed aan diverse aspecten van de schuifsterkte: anisotropie, softening, preshearing, strain compatibility en progressief falen. Op basis hiervan zijn eerder in het kader van SBW en WTI uitgevoerde laboratoriumproeven geanalyseerd. Met de verkregen parameters uit de laboratoriumproeven zijn stabiliteitsberekeningen uitgevoerd. Door uit te gaan van de schuifsterkte bij grote rek is de achterliggende aanname dat de schuifsterkte langs het hele schuifvlak volledig is gemobiliseerd en dat geen progressief falen zal optreden. Door uit te gaan van de piekwaarde van de schuifsterkte wordt in rekening gebracht dat de schuifsterkte in de passieve zone van het schuifvlak bij een taludinstabiliteit veelal niet volledig gemobiliseerd wordt, omdat de optredende deformatie hiervoor te klein is. De piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte in de actieve zone van een schuifvlak zal bij een taludinstabiliteit veelal wel volledig worden gemobiliseerd. Een betrouwbare stabiliteitsanalyse op basis van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte kan worden gemaakt wanneer rekening wordt gehouden met anisotropie, softening, pre-shearing, strain compatibility en progressief falen. Op grond van de berekeningsresultaten van de vier doorgerekende WTI-cases kan niet zondermeer worden aangegeven of de gekozen uitgangspunten voor de gemobiliseerde schuifsterkte realistisch zijn. De basisberekeningen met volledig ongedraineerd gedrag en ultimate waarden van de ongedraineerde schuifsterkte geven stabiliteitsfactoren die passen bij het bezwijken van het talud van de macrostabiliteitsproef Bergambacht en die ook passen bij het overleven van de opgetreden hoge waterstanden bij de andere drie locaties. De andere berekeningen met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak (rekening houdend met de effecten van pre-shearing en strain compatibility) geven ook stabiliteitsfactoren die passen bij de andere geanalyseerde cases. Dit betekent dat er enige ruimte is in de keuze van schuifsterkte parameters, wat resulteert in een bandbreedte van berekende stabiliteitsfactoren. De berekende stabiliteitsfactoren van de VNK2-cases laten een zeer wisselend beeld per dwarsprofiel zien. In sommige situaties geeft de berekening met de ultimate waarde van de ongedraineerde schuifsterkte een veel hogere stabiliteitsfactor dan de berekening met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte en in andere dwarsprofielen is het omgekeerde het geval. Uit deze berekeningen blijkt dat stabiliteitsberekeningen met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte in het actieve deel van het schuifvlak (met effecten van pre-shearing en strain compatibility) een hogere stabiliteitsfactor kunnen geven bij situaties met opdrijven en opbarsten van dunne deklagen binnendijks. Daarnaast is de stabiliteitsfactor met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte soms erg laag, doordat instabiliteit van sloottaluds en stabiliteitsbermen wordt berekend. De keuze tussen het toepassen van de ultimate waarde van de ongedraineerde schuifsterkte en de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte en de invloed daarvan op de mobiliseerbare schuifsterkte in stabiliteitsanalyses is besproken met prof. Richard Jardine van Imperial College Londen en met het specialistenteam. 21 van 25

28 Uit de discussie met prof. Jardine is (voorafgaand aan het uitvoeren van dit onderzoek) naar voren gekomen dat de werkwijze met piekwaarden van de schuifsterkte een elementaire logica en een redelijke kans op bevredigende resultaten heeft en dat nader onderzoek en een gedetailleerdere uitwerking van deze aanpak nodig is. Het specialistenteam is van mening dat het toepassen van de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte met de effecten van pre-shearing en strain compatibility in stabiliteitsanalyses complex is. Op grond van het voorgaande wordt aanbevolen: In de gedetailleerde toets (toetslaag 2) uit te gaan van de schuifsterkte bij grote rek (ultimate of critical state). In de toets op maat (toetslaag 3) waar nodig en zinvol de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte met het effect van pre-shearing, softening en strain compatibility toe te passen om resultaten uit toetslaag 2 te optimaliseren. De werkwijze hiervoor is onderstaand beschreven. Aanvullend de zeven overige cases uit Van Duinen (2010) en Van Duinen (2013) door te rekenen om meer inzicht te krijgen in de relevantie en betrouwbaarheid van het rekenen met piekwaarden van de ongedraineerde schuifsterkte ten behoeve van de toets op maat. Deze aanvullende inzichten kunnen worden verwerkt bij het opstellen van de handreiking voor de toets op maat (gepland in 2016). Bij de hiervoor genoemde analyses ook de gefaseerde proef (proef 6) in Uitdam van het Dijken op Veen-project te betrekken. Werkwijze gedetailleerde toets In de gedetailleerde toets van macrostabiliteit wordt de schuifsterkte bij grote rek (ultimate of critical state) toegepast. De schuifsterkte bij grote rek (schuifrek = 40%) wordt langs het hele schuifvlak toegepast. De ongedraineerde schuifsterkte ratio S heeft bij grote rek ongeveer dezelfde waarde langs het gehele schuifvlak (zie Figuur 2.1). Aan de actieve zijde van het schuifvlak is de schuifsterkte ruim over piek heen en aan de passieve zijde van het schuifvlak is de maximale sterkte gemobiliseerd. Bij veen is de piek van de schuifsterkte in een direct simple shear proef pas bereikt bij 40% schuifrek of meer. Een schuifrek van 40% in een direct simple shear proef correspondeert ongeveer met een axiale rek van 25% in een triaxiaal compressie proef (Ladd, 1991). Triaxiaalproeven dienen daarom te worden doorgezet tot een axiale rek van 25% en direct simple shear proeven worden doorgezet tot 40% schuifrek. Werkwijze toets op maat In de toets op maat kan worden overwogen de pieksterkte met het effect van pre-shearing, softening en strain compatibility toe te passen. Toepassen van het effect van pre-shearing, softening en strain compatibility in een glijvlakanalyse zal in sommige situaties tot een hogere stabiliteitsfactor leiden: Werken met pre-shearing en strain compatibility kan een hogere stabiliteitsfactor geven bij situaties met opdrijven en opbarsten van dunne deklagen binnendijks. In dergelijke situaties is de bijdrage van de schuifsterkte in de deklaag aan de schuifsterkte langs het schuifvlak gering. Door te werken met pre-shearing en strain compatibility neemt de schuifsterkte in de passieve zone nauwelijks af, maar in de actieve zone kan de schuifsterkte substantieel toenemen. 22 van 25

29 Bij werken met pre-shearing en strain compatibility kan in sommige situaties instabiliteit van sloottaluds en stabiliteitsbermen worden berekend. Door de zeer lage sterkte in de passieve zone kan de stabiliteit van schuifvlakken bij sloottaluds en stabiliteitsbermen afnemen. Het hangt van de situatie af of dit een gevaar voor de stabiliteit van de gehele waterkering vormt. Bijkomend punt bij de aanpak met pieksterkte en pre-shearing is dat de ongedraineerde schuifsterkte ratio S bij de piekwaarde een lagere variatiecoëfficiënt heeft in vergelijking met S bij grote rek. De grotere spreiding voor de schuifsterkte bij grote rek is waarschijnlijk het gevolg van de complexe fenomenen die een rol spelen bij bezwijken van grond, zoals lokalisatie en schuifvlakvorming. De kleinere variatiecoëfficiënt bij de piekwaarde van de schuifsterkte leidt tot een kleiner verschil tussen de verwachtingswaarde van S en de rekenwaarde van S. Daarnaast is de benodigde vervorming voor het mobiliseren van de pieksterkte kleiner dan de vervorming voor het mobiliseren van de schuifsterkte bij grote rek. De toelaatbare vervorming van een dijk bij een hoogwater situatie is een discussiepunt. Voor de toets op maat kan, door de onderstaande stappen te doorlopen, de schuifsterkteparameters worden bepaald, waarmee recht wordt gedaan aan het effect van pre-shearing, softening en strain compatibility: Bekijk bij welke axiale rek de kleilagen de pieksterkte bereiken in de compressie triaxiaalproeven. Voor de kleilagen de piekwaarde van de ongedraineerde schuifsterkte ratio S volgens de compressie triaxiaalproeven toepassen in het actieve deel van het schuifvlak. Voor veenlagen in het actieve deel van het schuifvlak de schuifsterkte ratio S toepassen uit de direct simple shear proeven bij de schuifrek, die geacht wordt overeen te stemmen met de axiale rek waarbij de klei de pieksterkte bereikt in de compressie triaxiaalproeven (1,5 maal axiale rek = schuifrek volgens Ladd (1991)). Voor klei en veen in het horizontale deel van het schuifvlak en in het passieve deel van het schuifvlak (de niet belaste zone naast de dijk) de ongedraineerde schuifsterkte ratio S op 0 stellen. Voor het toepassen hiervan moet een verticale laagscheiding worden aangebracht. Met de verticale laagscheiding wordt een scheiding aangebracht tussen de grondlagen onder de dijk, waar een voorbelasting de ongedraineerde schuifsterkte hoger heeft gemaakt en de grondlagen naast de dijk, waar deze voorbelasting geen effect heeft gehad. De exacte locatie van de verticale laagscheiding in het dwarsprofiel zal per situatie moeten worden vastgesteld, maar naar verwachting zal deze veelal bij de binnenteen van het dijklichaam zijn gelegen. Bij dijken met een stabiliteitsberm is de eenvoudigste werkwijze om te werken met de schuifsterkte bij grote rek. Bij een dijk met een stabiliteitsberm zijn er verschillende zones met het effect van pre-shearing in de ondergrond te onderscheiden, namelijk onder het talud van de dijk zelf en onder het talud van de stabiliteitsberm. Tussen deze zones is er bij langere stabiliteitsbermen geen effect van pre-shearing. Voor de sterkte toename exponent m en de grensspanning vy heeft het toepassen van preshearing geen effect. 23 van 25