Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen

Transcriptie

1

2

3 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Document: Afstudeerrapport Plaats, datum: Amersfoort, 11 juni 2015 Status, versie: Definitief, V1.0 Auteurs: Rens Pater David-Jan Smeenge (S ) (S ) Opdrachtgever: ARCADIS Nederland B.V. Piet Mondriaanlaan GV Amersfoort Bedrijfsbegeleiders: Ir. Jeroen Bonnes Ir. Renger van de Kamp Onderwijsinstelling: Hogeschool Windesheim Campus CA Zwolle Opleiding: Civiele Techniek Begeleidende docenten: Ir. Peter Bosman (1 e beoordelaar) MSc. Lukas Xu (2 e beoordelaar)

4

5 Samenvatting Dit onderzoek gaat over aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen in de provincie Groningen. De belangrijkste vraag die hierin centraal staat is hoe een onderdoorgang getoetst kan worden op aardbevingsbestendigheid en welke oplossingen er mogelijk zijn om aan deze toetsing te voldoen. Het toetsen van een onderdoorgang is in de casestudie op twee manieren uitgevoerd: Quasi-statisch: in de quasi-statische toetsing is de dynamische last als gevolg van een aardbeving geschematiseerd als een extra statische last. Uit deze berekening komt naar voren dat de wanden van een onderdoorgang extra belast worden als gevolg van verplaatsende grond tegen de wand. Dit is gekwantificeerd door de verschilverplaatsing als gevolg van een maatgevende aardbeving met Excel plug-in NERA te berekenen. Deze verschilverplaatsing is omgezet in een kracht op de wand. Dynamisch: In de dynamische berekening zijn het grondmodel en de constructie gemodelleerd in het eindige-elementenprogramma Plaxis 2D. Daarna is een aardbevingssignaal opgeschaald naar de ontwerpwaarde en is deze op het model gezet. Vervolgens is geanalyseerd wat de uitwerkingen zijn van de trillingen op de constructie. Hieruit blijkt dat de bedding substantieel afneemt als gevolg van de aardbeving en de constructie ongelijkmatig zet. Terwijl de zettingen van de constructie beperkt zijn, zorgt dit voor een significante toename in momenten in de betonconstructie. De dynamische berekening geeft een completer beeld van de effecten van een aardbeving op onderdoorgangen dan een quasi-statische berekening. In de dynamische berekening kan echter niet gewerkt worden met belastingsfactoren en belastingscombinaties. Een mogelijke oplossing hiervoor is om de toename van de momenten in de dynamische berekening op te tellen bij de statische berekening, om zo de toename van het moment als gevolg van de aardbeving te kwantificeren. Met het toepassen van deze methode in de casestudie, kwam naar voren dat de belastingscombinatie inclusief aardbevingsbelasting niet de maatgevende combinatie was. Een groot risico met betrekking tot aardbevingsbestendigheid van een onderdoorgang is verweking. Verweking is wateroverspanning welke wordt opgebouwd doordat zand als gevolg van trillingen verdicht. Door de wateroverspanning neemt de korrelspanning af en zal de draagkracht van de grond afnemen. Dit kan resulteren in het opdrijven of afschuiven van een onderdoorgang. Het risico op verweking kan worden bepaald met de methode Robertson en de methode Idriss & Boulanger, uit de casestudie blijkt dat het verschil tussen deze twee methoden beperkt is. Voor de casestudie geven deze methoden aan dat de kans op verweking matig tot groot is. Beide methoden zijn echter gebaseerd op empirische waarden gemeten bij tektonische aardbevingen. Tektonische aardbevingen duren langer en vertonen meer hevige wisselingen ten opzichte van geïnduceerde aardbevingen, beide methoden zijn daarom conservatief. Een methode gebaseerd op geïnduceerde aardbevingen is echter nog niet voor handen. De civieltechnische oplossingen met betrekking tot aardbevingsbestendigheid zijn voor nieuw te ontwerpen constructies het toepassen van extra wapening wanneer de seismische belastingscombinatie maatgevend is. Tegen verweking en afname van de bedding kan het toepassen van een paalfundatie uitkomst bieden. Voor bestaande constructies is het toepassen van plakwapening mogelijk om de extra krachten in de constructie op te nemen. Het tegengaan van verweking is lastig, maar kan mogelijk worden voorkomen door drainage in de vorm van grindkokers of injectie van de grondlagen.

6

7 Summary This study is about earthquake-resistance engineering of railway underpasses in Groningen. This study aims to unravel how underpasses can be reviewed on earthquake resistance and which adaptions can be made to make these underpasses earthquake resistant. Two methods have been used in a case study for assessing underpasses on earthquake resistance: Quasi-static: in the quasi-static calculation, the dynamic load due to an earthquake, is transformed into a static load. The calculation shows that the ground displacement difference inflicts a load on the underpass. The displacement difference inflicted by the decisive earthquake has been calculated with the Excel plugin NERA. This displacement between the bottom and top of the wall has been converted into a force using various methods. Dynamic: in the dynamic calculation the soil and the construction have been modeled into the finite element software, Plaxis 2D. An earthquake signal from the past has been scaled up to represent the design-values and used as input for the model. The results showed that the bed capacity will be reduced after an earthquake and uneven settlements have occurred. These settlements are not large but it does substantially increase the internal forces in the construction. The dynamic calculation gives a better representation of the influences inflicted by the decisive earthquake in comparison to the quasi-static calculation. However, in Plaxis it is not possible to use different load factors and combinations. This limitation can be bypassed by calculating the increase in the internal forces between the static and dynamic state in Plaxis and using the difference as the earthquake load in the static calculation. When applying this method in the case study this earthquake load combination including the earthquake loads was not decisive. Soil liquefaction forms a high risk in the earthquake resistance of railway underpasses in Groningen. Soil liquefaction is the loss of load capability as a result of water surges caused by the fluctuations in ground accelerations. The increase in water pressure leads to a decrease of the grain pressure, this can result in the loss of bearing capacity. Calculating the risk of soil liquefaction can be determined with the methods of Robertson and Idriss & Boulanger. The results between both methods appeared to be small. In the case study both methods showed a moderate to high risk of liquefaction of the soil. All methods available are based on empirical values gathered by tectonic earthquakes. Tectonic earthquakes show more high fluctuations in acceleration in comparison with the induced earthquakes in Groningen. The expectation is that both the methods of Robertson and Idriss & Boulanger are quite conservative for the situation in Groningen, but better methods are not available at this moment. The civil engineering solutions presented in this study are divided in solutions for new and existing underpasses. For new underpasses a higher moment as a result of an earthquake can be solved by adding reinforcement. Problems with settlements and liquefaction can be solved using a pile foundation. For existing constructions carbon adhesive reinforcement can be added to handle the increase in bending moments. Adding drainage in the form of gravel piles or soil injections is a possibility to prevent soil liquefaction.

8

9 Voorwoord De afgelopen drie jaar hebben wij aan de Hogeschool Windesheim kennis opgedaan over civiele techniek. In de eerste twee jaar de theoretische basis en in het derde jaar praktijkervaring. De eerste helft van het derde schooljaar heeft Rens stage gelopen als ontwerper bij Royal HaskoningDHV en TEC. De tweede helft van het schooljaar als werkvoorbereider op het project SAAone in dienst van Boskalis. David-Jan heeft het eerste halve jaar stage gelopen bij Witteveen+Bos als ontwerper. Het tweede deel van het schooljaar heeft hij de minor Operational Watermanagement gevolgd. Om onze kennis in de statica en het constructief ontwerpen te vergroten hebben wij het eerste semester van het lopende schooljaar de minor constructief ontwerp gevolgd. In het voorjaar van 2015 was het tijd om deze opgedane kennis, bekwaamheid en competenties in te zetten voor ARCADIS bij het afstuderen. Wij wilden onderzoek doen naar een actueel onderwerp dat voor ARCADIS toepasbaar en relevant is. In overleg met Renger van de Kamp en Peter Schouten zijn wij tot het volgende onderwerp gekomen: Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen. Tot slot willen wij alle betrokken personen vanuit ARCADIS bedanken voor hun input en hun bereidwilligheid om onze vragen te beantwoorden. In het bijzonder Jeroen Bonnes en Renger van de Kamp die ons gedurende het gehele afstudeerproces van feedback hebben voorzien. Verder gaat onze dank uit naar Peter Bosman voor zijn input en begeleiding.

10

11 Inhoud Figurenlijst... xiii 1 Inleiding Aardbevingen Inleiding Geologie van Groningen Gronddynamica Onderdoorgang Inleiding Algemeen Eisen Faalwijzen Normen en richtlijnen Statische berekening Uitgangspunten Constructie Belastingen Verticaal evenwicht Zettingsberekening Toetsing betondoorsnede Berekening inclusief aardbevingsbelasting Aardbevingssignaal Quasi-statische berekening Dynamische berekening Vergelijking quasi-statische en dynamische berekening Alternatieve methode berekening inclusief aardbevingsbelasting Verweking Civieltechnische mogelijkheden voor een aardbevingsbestendige onderdoorgang Toename van momenten in betonconstructie Verweking Aardbevingsbestendigheid van onderdoorgangen met een paalfundatie Conclusie en aanbevelingen Conclusie Aanbevelingen Bibliografie xi

12 Bijlage 1 Mindmap: aardbevingen en onderdoorgangen Bijlage 2 Processchema van het onderzoek Bijlage 3 Vijf maatgevende sonderingen Groningse ondergrond Bijlage 4 Decompositie spoorse onderdoorgang Bijlage 5 Eisendocument onderdoorgang Paterswoldseweg Bijlage 6 Mindmap faalmechanismen spoorse onderdoorgang Bijlage 7 FMEA spoorse onderdoorgang Bijlage 8 Overzicht normen en richtlijnen spoorse onderdoorgang Bijlage 9 Normen en richtlijnen per faalmechanisme spoorse onderdoorgang Bijlage 10 Toetsing verticaal evenwicht Bijlage 11 Berekeningsrapporten SCIA Engineer Bijlage 12 Zettingsberekening Bijlage 13 Toetsing betondoorsneden Bijlage 14 Aardbevingssignaal te Huizinge Bijlage 15 Resultaten NERA Bijlage 16 Kwantificeren van toename gronddruk Bijlage 17 Toetsing fundering inclusief aardbevingsbelasting Bijlage 18 Plaxis berekeningen Bijlage 19 Verweking xii

13 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figurenlijst Figuur 1: Epicentrum en Hypocentrum (Koninklijk Nederlands Meteorologisch Instituut, 2015) Figuur 2: Principe van compactie (Commissie Bodemdaling, 2015) Figuur 3: Contourplot van de horizontale piekgrondversnellingen in g op maaiveldniveau (Normcommissie , 2015) Figuur 4: Diepteligging reservoirgesteente (Pardoel, 2015) Figuur 5: Drents plateau (bron: H Makken, Bodemkaart van Nederland) Figuur 6: De dikte van de cohesieve deklaag (klei/veen) bovenop de bovenste zandlaag in de provincie Groningen (ir. M. Korff, 2013) Figuur 7: Vier soorten aardbevingstrillingen. (Bolt, 2003) Figuur 8: Overzicht trillingsbeweging ten opzichte van de tijd (Peppergrower, 2009) Figuur 9: Voortplanting van golven op een wateroppervlak (McLassus, 2015) Figuur 10: Accelerogrammen uit Gilroy, California tijdens de Loma Prieta aardbeving van 1989 (Kramer, 1996) Figuur 11: Versnelling, snelheid en verplaatsing uitgezet tegen de tijd van de Loma Prieta aardbeving in 1989 (Kramer, 1996) Figuur 12: a) Quasi-statisch, b) Resonantie c) Massatraagheid dominant, de blauwe lijn geeft de opslingerkracht weer en de rode de verplaatsing (Tempel, 2006) Figuur 13: De Fourier amplitude van de Loma Prieta aardbeving in 1989 (Kramer, 1996) Figuur 14: De gemeten piekgrondversnellingen in het San Francisco Bay gebied van de Loma Prieta aardbeving van 1989 (Kramer, 1996) Figuur 15: Doorsnede A A van zuid tot noord Groningen door het aardbevingsgevoelige gebied (DINOloket, 2015) Figuur 16: Stroomschema van Fourier Transform en Inverse Fourier Transform, om van een tijd domein spectrum tot een frequentie domein spectrum te komen, of andersom (Tempel, 2006) Figuur 17: Wegens het verlies van draagkracht door het verweken van de ondergrond is de auto weggezakt (Lincoln, 2015) Figuur 18: Onderdoorgang in Zwolle, ongelijkvloerse kruising tussen fiets- en voetverkeer met spoorverkeer (Google, 2015) Figuur 19: Functieboom onderdoorgang Figuur 20: Onderdoorgang in Amersfoort, kruising tussen weg en spoorverkeer (Google, 2015) Figuur 21: Type constructies Figuur 22: Inhijsen monolithische spoorse onderdoorgang Wierden (Mulder, 2015) Figuur 23: Inschuiven spoordek onderdoorgang Houten (van Sinten, van der Sloot, van Iersel, & de Moor, 2011) Figuur 24: Locatie onderdoorgang Paterswoldseweg in Groningen, weergegeven op het contourplot van de horizontale piekgrondversnellingen in g op maaiveldniveau (Normcommissie , 2015) Figuur 25: Schets monolithische constructie Figuur 26: Schets opgelegde constructie Figuur 27: Schets open bakconstructie Figuur 28: Schets dwarsdoorsnede spoordek Figuur 29: Schets bepaling korrelspanning Figuur 30: Schets ophoogzand Figuur 31: Belastingsmodel SW/0 en SW/2 uit NEN-EN art Figuur 32: Momentenlijn monolithische constructie : - Definitief ARCADIS xiii

14 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 33: Maximale momentenlijn opgelegde constructie Figuur 34: Maximale momentenlijn open bakconstructie Figuur 35: Accelerogram meetstation Garsthuizen, aardbeving Huizinge 2012 (KNMI, 2012) Figuur 36: Opgeschaald accelerogram meetstation Garsthuizen, Huizinge 2012 aardbeving, (KNMI, 2012) Figuur 37: Grondprofiel zand in NERA Figuur 38: Grondprofiel klei' in NERA Figuur 39: Versnelling uitgezet tegen de diepte, zandprofiel links en kleiprofiel rechts Figuur 40: Verplaatsing uitgezet tegen de diepte, zandprofiel links en kleiprofiel rechts Figuur 41: Verhouding tussen Flexibility Ratio en Racking Coefficient (Wang, 1993) Figuur 42: Accelerogram aardbevingssignaal GARST-E opgeschaald (linksboven), versnellingen groter dan 1 m/s 2 op fundering (linksonder), snelheid van fundering (rechtsboven) en totale verplaatsing fundering (linksonder) Figuur 43: Horizontale acceleraties, model bestaande uit zandlagen, van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal Figuur 44: Extreme fase acceleratie, overzicht acceleraties van het model bestaande uit zandlagen, van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal Figuur 45: Horizontale acceleraties, kleiprofiel, van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal Figuur 46: Extreme fase acceleratie, overzicht acceleraties van het kleiprofiel van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal Figuur 47: Vervorming van de open bakconstructie in het zandprofiel, 25 keer opgeschaald Figuur 48: Horizontale verplaatsing van de linkerwand van de open bakconstructie in het zandprofiel Figuur 49: Opgeschaalde aardbevingssignaal dat is gebruikt als input in het Plaxis-model van de open bakconstructie in het zandprofiel Figuur 50: Horizontale verplaatsing van de linkerwand van de open bakconstructie in het zandprofiel zonder reset van de vervormingen uit eerdere fases Figuur 51: Totale normaal spanning in de statische situatie, van de opgelegde constructie, in het zandprofiel Figuur 52: Totale normaal spanning in de dynamische situatie, van de opgelegde constructie, in het zandprofiel met de grootste momenten en dwarskrachten Figuur 53: Dwarskrachten de opgelegde constructie in het zandprofiel onder de aardbeving Figuur 54: Momenten van de opgelegde constructie in het zandprofiel van de statische situatie Figuur 55: Versnelling uitgezet tegen de diepte, zandprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) Figuur 56: Demping van zand in NERA en Plaxis uitgezet aan de hand van de schuifmodulus ratio en demping ratio tegen de schuifrek Figuur 57: Versnelling uitgezet tegen de diepte, kleiprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) Figuur 58: Dempingsverschil van klei in NERA en Plaxis uitgezet aan de hand van de schuifmodulus ratio en demping ratio tegen de schuifrek Figuur 59: Vrije veld verplaatsing uitgezet tegen de diepte, zandprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) Figuur 60: Vrije veld verplaatsing uitgezet tegen de diepte, kleiprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) Figuur 61: Inklemmingsmomenten SCIA Engineer (links), Plaxis (rechts) Figuur 62: Veiligheidsfactor verwekingsgevoeligheid uitgezet tegen de diepte van het zandprofiel Figuur 63: Veiligheidsfactor verwekingsgevoeligheid uitgezet tegen de diepte van het kleiprofiel Figuur 64: Relatieve wateroverspanning voor een veiligheidsfactor groter dan 1 (Normcommissie , 2015) xiv ARCADIS : - Definitief

15 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 65: Verwekingsgevoeligheid afhankelijk van de plasticiteitsindex (Donahue, Bray, & Riemer, 2007) Figuur 66: Verwekingsgevoeligheid afhankelijk van de plasticiteitsindex (Boulanger & Idriss, 2006) Figuur 67: Veiligheidsfactor verwekingsgevoeligheid uitgezet tegen de diepte van het kleiprofiel Figuur 68: Ic-waarde op basis van Robertson van het kleiprofiel Figuur 69: Aantal belastingscycli tot verweking van zand als functie van de cyclische belasting ratio en relatieve dichtheid (Meijers, Groot, Lubking, & Thijssen, 2009) Figuur 70: Geïnduceerd aardbevingssignaal Huizinge 2012 (boven), tektonisch aardbevingssignaal Loma Prieta 1989 (onder) (Bardet & Tobita, 2001) Figuur 71: Horizontale belasting paalfundatie door verschilverplaatsing (Korff & Meijers, 2014) : - Definitief ARCADIS xv

16

17 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 1 Inleiding 1.1 AANLEIDING Op 29 mei 1959 is in de gemeente Slochteren (provincie Groningen) een enorme gasbel ontdekt waaruit sinds 1963 is begonnen met het winnen van gas (Madsen & Stewart, 2007). In 1986 is voor het eerst een aardbeving waargenomen in Noord-Nederland (KNMI, 2014). Door de gaswinning daalt namelijk de bodem; dit gaat gepaard met aardbevingen. Vanaf 1986 tot 2014 zijn er ruim duizend aardbevingen geregistreerd in Noord-Nederland waarvan in 2012 in Huizinge een beving van 3,6 op de schaal van Richter (KNMI, 2014). Deze aardbeving in Huizinge vormde de aanleiding tot meerdere onderzoeken om de problematiek rondom de aardbevingen in Noord-Nederland in kaart te brengen (Nifterik, 2014). In het onderzoek uitgevoerd door het KNMI 1 wordt verondersteld dat aardbevingen tot 5.0 op de schaal van Richter kunnen optreden (Dost, Caccavale, Eck, & Kraaijpoel, 2013). De Rijksoverheid heeft 1,2 miljard euro beschikbaar gesteld voor aanpassingen aan bestaande woningen en infrastructuur (Nifterik, 2014). Dit is noodzakelijk omdat er in Nederland bij het ontwerp van bouwkundige en civieltechnische constructies tot op heden geen rekening is gehouden met de invloed van aardbevingen. 1.2 PROBLEEMSTELLING Op dit moment is er onvoldoende kennis over de impact van aardbevingen op kunstwerken in de provincie Groningen (Nifterik, 2014). Hierdoor kunnen huidige en nieuw te ontwerpen kunstwerken niet getoetst worden op aardbevingsbestendigheid. Verder is niet bekend welke aanpassingen er getroffen kunnen worden om kunstwerken aardbevingsbestendig te maken. 1 Koninklijk Meteorologisch Instituut Nederland ARCADIS 17

18 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 1.3 VRAAGSTELLING In dit onderzoek staat de volgende vraag centraal: Hoe kan een op staalgefundeerde spoorse onderdoorgang in het aardbevingsgebied van de provincie Groningen worden getoetst op aardbevingsbestendigheid en welke civieltechnische mogelijkheden zijn er om aan de toetsing te voldoen? Om deze vraag te beantwoorden is allereerst gekeken naar aardbevingen, onderdoorgangen en de toetsing van onderdoorgangen. Vervolgens is een onderdoorgang in het aardbevingsgebied getoetst met behulp van literatuur en een casestudie. Afsluitend is er gekeken naar de civieltechnische mogelijkheden die er zijn om aan deze toetsing te voldoen. In Bijlage 1 is een mindmap weergegeven waarin is aangegeven welke kernwoorden binnen en welke kernwoorden buiten het onderzoek vallen. Een processchema waarin de doorlopen stappen zijn weergegeven is te vinden in Bijlage DOELSTELLING Het doel van dit onderzoek is om door middel van een systematische aanpak een toetsing op te zetten van een (bestaande) spoorse onderdoorgang op aardbevingsbestendigheid, zodat onderdoorgangen in de provincie Groningen getoetst kunnen worden. Daarnaast is het doel om te kijken naar de civieltechnische mogelijkheden om aan deze toetsing te voldoen. 1.5 LEESWIJZER Het onderzoek begint met een voorstudie naar aardbevingen, de geologie van Groningen en de basis van de gronddynamica in hoofdstuk twee. Hoofdstuk drie gaat in op de functie van onderdoorgangen, de constructie, op welke wijze de onderdoorgang kan falen en de beschikbare normen en richtlijnen. In hoofdstuk vier is een statische berekening uitgevoerd van de casestudie. De casestudie is in hoofdstuk vijf getoetst op aardbevingsbestendigheid aan de hand van verschillende berekeningsmethoden. Hoofdstuk zes bevat civieltechnische mogelijkheden om schade aan onderdoorgangen te voorkomen en in hoofdstuk zeven is een verwachting uitgesproken welke faalmechanismen een onderdoorgang gefundeerd op palen zou kunnen schaden. In hoofdstuk acht is de hoofdvraag beantwoord, de huidige normen en berekeningsmethoden bediscussieerd en aanbevelingen gedaan voor verder onderzoek. 18 ARCADIS

19 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 2 Aardbevingen In dit hoofdstuk is ingegaan op de definitie van aardbevingen en hoe deze ontstaan. Daarnaast is de geologie van Groningen geanalyseerd en de gronddynamica beschreven. Tot slot is er kort ingegaan op de eenheden waarin een aardbevingstrilling kan worden uitgedrukt en is het fenomeen verweking uitgelegd. 2.1 INLEIDING Een aardbeving of aardschok wordt veroorzaakt door het schoksgewijs verplaatsen van aardplaten of schuifvlakken. Bij deze schok komt veel energie vrij, die zich in een golfbeweging voortplant naar de aardoppervlakte. Enkele aardbeving gerelateerde termen worden hieronder kort toegelicht. Hypocentrum De plaats waar de aardplaten of schuifvlakken langs elkaar schuiven wordt aangeduid met de term hypocentrum, zie Figuur 1. Epicentrum Loodrecht boven het hypocentrum aan het aardoppervlak bevindt zich het epicentrum. Dit is de locatie het dichtst bij de bron van de aardbeving. Figuur 1: Epicentrum en Hypocentrum (Koninklijk Nederlands Meteorologisch Instituut, 2015) Tektonische aardbevingen Tektonische aardbevingen ontstaan doordat tektonische aardplaten langs, over of van elkaar vandaan bewegen. Doordat de platen niet wrijvingsvrij kunnen bewegen ontstaat er een spanning. Deze spanning neemt geleidelijk toe en zal er uiteindelijk voor zorgen dat de schuifvlakken met een schok langs elkaar schieten. Deze schok veroorzaakt de aardbeving. Tektonische aardbevingen ontstaan op grote diepte. Deze diepte varieert van tien tot enkele honderd kilometers diepte. Geïnduceerde aardbevingen In de provincie Groningen zit op drie kilometer diepte onder hoge druk gas opgesloten. Door een halve eeuw gaswinning is de gasdruk afgenomen, zoals weergegeven in Figuur 2. Deze afname zorgt voor een toename van de korreldruk, omdat de druk die de bovenliggende lagen uitoefenen gelijk blijft. Door de toename van de korreldruk worden de korrels samengedrukt. Dit resulteert in bodemdaling volgens het principe van compactie. Wanneer deze bodemdaling schoksgewijs plaatsvindt vanwege het rotsachtige ARCADIS 19

20 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen materiaal zal dit trillingen veroorzaken. Deze trillingen worden aangeduid met de term geïnduceerde aardbeving. Figuur 2: Principe van compactie (Commissie Bodemdaling, 2015) De hypocentra van de geïnduceerde aardbevingen liggen op een diepte van ongeveer drie kilometer. Dit is beduidend dichter aan het aardoppervlakte dan bij tektonische aardbevingen. Classificatie schalen Om de kracht, intensiteit of energie van een aardbeving vast te leggen zijn er velerlei classificatieschalen ontwikkeld. Hiervan is de schaal van Richter waarschijnlijk de bekendste. Verder zijn er onder andere de intensiteitsschaal van Mercalli en de Momentmagnitudeschaal. Deze schalen kunnen niet worden uitgedrukt in een SI-eenheid, waardoor de schalen niet bruikbaar zijn voor berekeningen (Haak & Goutbeek, 2005). Voor het rekenen aan aardbevingsbelastingen wordt gebruikgemaakt van versnellingen, snelheden en verplaatsingen van de ondergrond voortkomende uit aardbevingen. De maximale versnelling wordt veelal uitgedrukt in verhouding tot de gravitatieversnelling (g). De aardbeving in Huizinge van 3,6 op de schaal van Richter had een piek grondversnelling van 0,06g, dit staat gelijk aan een versnelling van 0,6 m/s 2 (KNMI, 2012). 20 ARCADIS

21 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 2.2 GEOLOGIE VAN GRONINGEN Deze paragraaf is opgedeeld in twee delen. In het eerste gedeelte wordt de geologie van Groningen tot een diepte van drie kilometer beschreven. In het tweede gedeelte wordt meer gedetailleerd de grondopbouw van de bovenste dertig meter beschreven. Het gebied waarin de geologie van Groningen relevant is voor het uit te voeren onderzoek wordt bepaald aan de hand van de contourplot van de piekgrondversnelling welke is weergegeven in de NPR9998 Grondslagen voor aardbevingsbelastingen: Geïnduceerde aardbevingen. In Figuur 3 is aangeven waar in Noordoost Groningen welke versnellingen verwacht worden. De buitenste grijze lijn is aangehouden als omtrek waarbinnen de grondopbouw voor dit onderzoek wordt meegenomen. Figuur 3: Contourplot van de horizontale piekgrondversnellingen in g op maaiveldniveau (Normcommissie , 2015) ARCADIS 21

22 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen GEOLOGIE TER PLAATSE VAN DE GASBEL De grondopbouw tot een diepte van vier kilometer is schematisch weergegeven in Figuur 4. Deze doorsnede is genomen van Usquert (Noord-Groningen) tot Zuidwending (Zuidoost-Groningen) en is daarmee een doorsnede midden door het aardgasveld van Slochteren. Figuur 4: Diepteligging reservoirgesteente (Pardoel, 2015) De Groninger gasbel ligt op en diepte van ongeveer 3000 m, heeft een dikte van ongeveer 100 m en zit opgesloten in de Slochteren Sandstone laag. Deze laag maakt deel uit van the Europian Permain Basin (Kruse d. H., 2013). Deze grondlaag bestaat uit sedimentaire gesteenten en beslaat Noord-Polen, Noord- Duitsland, Denemarken, Noord-Nederland, een gedeelte van de Noordzee en eindigt in Schotland. Deze laag is opgebouwd uit zandsteen en evaporiet. Evaporiet is erg impermeabel en werkt daarom uitstekend als afsluitende laag voor de gasbel (Zimmerle, 2008). Boven de Slochteren Sandstone bevindt zich Zechstein. Dit bestaat uit Evaporieten, Schalie/kleisteen, kalksteen en dikke pakketten zout. 22 ARCADIS

23 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen GRONDSLAG De grondopbouw van de bovenste grondlagen is van cruciaal belang voor de gevolgen die een aardbeving heeft. Zandgrond kan verweken als gevolg van de optredende versnellingen. Slappe ondergrond (klei/ veen) kan de aardbeving versterken, in vaktermen wordt dit opslingeren genoemd (ir. M. Korff, 2013). In Figuur 4 is weergegeven dat de bovenste 1000 m bestaat uit grond behorend tot de Noordzee Groep. De Noordzee groep bestaat voornamelijk uit sedimentair materiaal. In het zuiden van de provincie Groningen bevinden zich vaak enkele tientallen centimeters veen met daaronder pleistocene zandlagen. Onder de zandlaag zijn op enkele plekken lagen potklei met diktes tot meer dan 100 m aanwezig. Daarnaast bevinden enkele stukken van het Drents plateau zich binnen de provincie grenzen van Groningen. Hier is veel keileem aanwezig (formatie van Drenthe). De contouren van het Drents plateau zijn gearceerd weergegeven in Figuur 5. Keileem bestaat uit een mengsel van klei, silt, zand en stenen. Figuur 5: Drents plateau (bron: H Makken, Bodemkaart van Nederland) In het noorden van de provincie bevinden zich voornamelijk holocene afzettingen. Deze bestaat uit los tot matig vastgepakt kleiig zand, afgewisseld met dikke pakketten slappe tot vaste klei. Deze variatie tussen zand en klei is duidelijk weergegeven in Figuur 6, evenals de afwisselende dikte van de cohesieve deklaag (dr. H.M.G. Kruse, 2013). ARCADIS 23

24 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 6: De dikte van de cohesieve deklaag (klei/veen) bovenop de bovenste zandlaag in de provincie Groningen (ir. M. Korff, 2013) In 2013 heeft Gasunie de opdracht gegeven aan Deltares om onderzoek te doen naar de effecten van geïnduceerde aardbevingen op het Gasunienetwerk in Groningen. Onderdeel van dit onderzoek was het uitzoeken van de grondopbouw in de provincie Groningen. Binnen dit onderzoek zijn vijf maatgevende sonderingen aangewezen die de verschillende grondcondities in de provincie Groningen zo goed mogelijk weergeven. In dit onderzoek zijn deze sonderingen opgenomen en zullen worden gebruikt in de casestudie, om zo voor de verschillende typen Groningse ondergrond berekeningen te kunnen uitvoeren. De betreffende sonderingen zijn opgenomen in Bijlage 3 (Kruse d. H., 2013). 24 ARCADIS

25 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 2.3 GRONDDYNAMICA AARDBEVINGSTRILLINGEN Vanuit het hypocentrum bewegen trillingen zich door de aarde heen. De trillingen die in het hypocentrum vrij komen worden ruimtegolven genoemd. Deze golven verplaatsen zich in alle richtingen in de ondergrond. De ruimtegolven vallen onder te verdelen in twee verschillende golven met elk hun eigen karakteristieke eigenschappen. De p-golf (ook wel primaire golf) maakt een in- en uitzettende beweging in de voortplantingsrichting. Een overzicht van alle trillingsgolven is weergegeven in Figuur 7. Het primaire slaat op de grootte van de voortplantingssnelheid. Deze is gemiddeld twee maal zo hoog als die van de s- golf. De s-golf (ook wel schuifgolf) betreft een transversale golf 2. Figuur 7: Vier soorten aardbevingstrillingen. (Bolt, 2003) Wanneer de ruimtegolven aan het aardoppervlak komen generen ze door interactie met elkaar oppervlaktegolven. Deze zijn onder te verdelen in Rayleighgolven en Lovegolven. Uit onderzoek van Deltares komt naar voren dat er tot nu toe geen Rayleigh golven in de provincie Groningen zijn waargenomen. Volgens het KNMI, die de Nederlandse geïnduceerde aardbevingen heeft geanalyseerd, zijn de Nederlandse geologische omstandigheden dusdanig, dat er geen ontwikkeling van significante Rayleigh golven te verwachten zijn bij een geïnduceerde aardbeving (Kruse & Hölscher, 2010). De Love golf wordt in het onderzoek niet los van de s-golven onderzocht, omdat de impact van de Love golf dermate klein is en niet in verhouding staat tot de s-golven. 2 Transversale golf: Een golf waarbij de verplaatsing optreedt loodrecht op de voortplantingsrichting. ARCADIS 25

26 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 8: Overzicht trillingsbeweging ten opzichte van de tijd (Peppergrower, 2009) Elke trilling heeft een amplitude A en een periode T in de tijd, zoals weergegeven in Figuur 8. De amplitude van de aardbevingsgolven neemt af met de afstand van het hypocentrum. Dit komt voort uit twee principes: geometrische demping en materiaal demping. Geometrische demping is te vergelijken met een druppel water die op een vlak wateroppervlak valt, maar dan in driedimensionale richting (Figuur 9). Vanuit één punt (in werkelijkheid een afschuifvlak, dus veelal een lijn) vertrekken de trillingen alle kanten op. Deze trillingen zullen naarmate ze verder van de trillingsbron afkomen minder hevig trillen, ook genaamd geometrische demping. Geometrische demping is het grootst dichtbij de trillingsbron en naarmate de afstand toe neemt, wordt deze demping steeds minder relevant. De materiaaldemping zal op grote afstand van de trillingsbron de overhand hebben. Figuur 9: Voortplanting van golven op een wateroppervlak (McLassus, 2015) Materiaal demping zorgt voor een afname van de amplitude door mechanische wrijving. Het bewegen van vaste grond gaat gepaard met warmte ontwikkeling en verlies van energie. 26 ARCADIS

27 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen GRONDDYNAMICA Om aardbevingstrillingen te kunnen vastleggen wordt gebruikgemaakt van verschillende soorten apparatuur. Het meest gebruikt zijn de versnellingsmeters. Om de trilling volledig te kunnen vastleggen zal de meet apparatuur in drie richtingen moeten meten, twee horizontale richtingen en één verticale. P- golven en s-golven gaan op verschillende wijzen door een medium, waarbij ze het medium drie dimensionaal verplaatsen. Door de drie verschillende accelerogrammen wordt een compleet trillingsbeeld verkregen, zoals weergegeven in Figuur 10. Figuur 10: Accelerogrammen uit Gilroy, California tijdens de Loma Prieta aardbeving van 1989 (Kramer, 1996) De trilling amplitude wordt gemeten in versnelling, uitgezet tegen de tijd. Door middel van differentiëren is het mogelijk de snelheid uit te zetten tegen de tijd, evenals de verplaatsing tegen de tijd. De hoogste piek geeft de grootste versnelling aan, evenals de hoogste snelheid en verplaatsing in Figuur 11. Figuur 11: Versnelling, snelheid en verplaatsing uitgezet tegen de tijd van de Loma Prieta aardbeving in 1989 (Kramer, 1996) ARCADIS 27

28 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De schade aangericht door een aardbeving ontstaat gedurende de pieken in de grafiek. Dit wil niet zeggen dat de hoogste piek voor de meeste schade zorgt. In sommige gevallen is de herhaling van hoge versnellingen de meest destructieve factor. De oorzaak hiervoor is de reactie van de ondergrond en die van de constructie op de frequentie-inhoud van de aardbeving. Elke constructie heeft meerdere eigen frequenties. De maatgevende frequentie is belangrijk in het ontwerp van constructies in aardbevingsgebieden. Wanneer de frequentie-inhoud van de aardbeving beduidend lager is dan de eigen frequentie, mag worden volstaan met het in rekening brengen van een extra belasting op de constructie. De berekening wordt dan quasi-statisch genoemd. Zoals te zien in Figuur 12a reageert de constructie alsof deze wordt belast door een statische belasting. Wanneer de frequentie-inhoud dichtbij de maatgevende eigen frequentie van de constructie ligt zal de trilling het bewegen van de constructie versterken, zie Figuur 12b. Dit brengt grote druk- en trekkrachten teweeg. De mate waarmee de constructie opslingert, is afhankelijk van de demping waar de constructie over beschikt. Is de frequentie echter beduidend hoger dan de eigen frequentie, dan kan de massa de trilling niet volgen, hierdoor zal de massa nauwelijks reageren op de trilling. In Figuur 12c domineert de massatraagheid 3 de reactie (Tempel, 2006). Figuur 12: a) Quasi-statisch, b) Resonantie c) Massatraagheid dominant, de blauwe lijn geeft de opslingerkracht weer en de rode de verplaatsing (Tempel, 2006) Voor het ontwerpen van een constructie is het van belang te weten welke frequenties vermeden moeten worden en bij welke frequentie de ondergrond wordt opgeslingerd. De frequenties van de aardbevingstrilling hangen sterk af van de beving en de site-response 4. 3 Massatraagheid: Mate van verzet tegen verandering van snelheid en richting. 4 Site-response: Reactie van de directe ondergrond van de constructie. 28 ARCADIS

29 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 13: De Fourier amplitude van de Loma Prieta aardbeving in 1989 (Kramer, 1996) De Gilroy no. 1 meeting is in een rotsformatie. De Gilroy no. 2 meeting is van een nabijgelegen plek in een zachte grondlaag. Figuur 13 laat een duidelijk verschil zien in de site-response. Het verschil in piekacceleraties en hoe deze verschilt afhankelijk van de soort ondergrond is weergegeven in Figuur 14. De donkere gebieden geven de zachte ondergrond weer, de witte gebieden geven de harde ondergrond weer. Figuur 14: De gemeten piekgrondversnellingen in het San Francisco Bay gebied van de Loma Prieta aardbeving van 1989 (Kramer, 1996) Een ander voorbeeld waarin het veranderen van de schuifgolf amplitude en daardoor de site-response sterk naar voren komt, is de Michoacan aardbeving in 1985 in Mexico. Deze aardbeving zorgde voor een zeer groot verschil in schade tussen verschillende zones in de stad. In de zone met een 40 tot 50 m dikke slappe ondergrond is de aardbevingstrilling opgeslingerd en heeft de beving veel schade aangericht. Vooral de gebouwen tussen de vijf en twintig etages hoog waren verwoest. De frequentie-inhoud van de aardbevingstrilling zal de ondergrond hebben doen opslingeren en de frequentie-inhoud zal een hoge waarde hebben gehad voor de maatgevende eigen frequentie van die gebouwen. ARCADIS 29

30 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Om de site-response in de provincie Groningen te bepalen zal kritisch gekeken moeten worden naar de grondlagen in de eerste vijftig meter (Wassing, Maljers, Westerhoff, Bosch, & Weerts, 2003). De verwachting is dat de site-response zal samenhangen met de dikte van de holoceenlaag. De pleistoceen grondlagen hebben in de laastste ijstijd onder een hoge horizontale en verticale spanning gestaan door het landijs. Hierdoor zijn deze pleistoceen lagen dichtgepakt in verhouding tot de sediment lagen uit het holoceen. Uit de tool van DINOloket van REGIS II valt af te lezen in Figuur 15 dat de dikte van de holoceenlaag (groene laag) flink varieert. De dikteverschillen van het holoceen ten opzichte van het pleistoceen zullen resulteren in verschillen in de site-response. Naast de dikteverschillen reageren grondformaties verschillend op aardbevingstrillingen. Figuur 15: Doorsnede A A van zuid tot noord Groningen door het aardbevingsgevoelige gebied (DINOloket, 2015) Om een aardbevingsbestendige constructie te ontwerpen is het van belang te weten aan wat voor een aardbevingstrilling de constructie mogelijk wordt blootgesteld. Seismologen brengen door middel van het opstellen van een spectrum in kaart waar in Groningen wat voor aardbevingstrillingen te verwachten zijn. Om in het spectrum een variërende frequentie-inhoud weer te geven wordt gebruik gemaakt van de (Inverse) Fourier Transform. Een Fourier spectrum bestaat uit samengestelde trillingen van verschillende harmonieuze sinusoïden. De sinusoïden bevatten de te verwachten amplitudes, frequenties en fases, die voortkomen uit bestaande seismologische metingen van de geïnduceerde aardbevingen. Deze zijn aangevuld met de site-response en vormen samen het design spectrum. De door Fourier opgestelde formule, Fourier Transform, laat zien dat elke periodieke functie die aan bepaalde voorwaarden voldoet, uit te drukken valt als de som van een serie sinus functies met verschillende frequentie, fase en amplitude. Hiermee is het mogelijk om een spectrum te analyseren en een response van het ontwerp te berekenen per harmonieuze sinus functie, waarna die met de inverse Fourier 30 ARCADIS

31 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Transform tot een response spectrum valt om te rekenen. Uit het response spectrum valt af te lezen in welke mate de constructie zal worden opgeslingerd volgens het gebruikte ontwerpspectrum. Figuur 16: Stroomschema van Fourier Transform en Inverse Fourier Transform, om van een tijd domein spectrum tot een frequentie domein spectrum te komen, of andersom (Tempel, 2006) ARCADIS 31

32 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen VERWEKING Voor de toetsing van de aardbevingsbestendigheid van een constructie is het van belang de nabijgelegen ondergrond goed te kennen. Verweking is een faalmechanisme dat voort kan komen uit een dynamische belasting van een aardbeving. In algemeen gebruik is verweking van grond het verlies in het draagvermogen van een waterhoudende niet-cohesieve grondlaag, door het toenemen van de waterspanning die voortkomt uit de dynamische belasting (in dit onderzoek de trilling van de aardbeving). Door de cyclische belasting van een aardbeving verdicht de ondergrond. De zandkorrels herverdelen zich, wat resulteert in een verlaging van het poriëngehalte en de opbouw van waterspanning, wanneer dit niet snel genoeg kan af stromen. Naarmate de waterspanning toeneemt, neemt de korrelspanning af, wat het draagvermogen van de ondergrond doet afnemen. Wanneer de korrelspanning het nulpunt bereikt, is het zand volledig verweekt. Door de verdichting van het losgepakte zand is de waterdruk zover toegenomen dat de zandkorrels geen grip meer aan elkaar ontlenen. Dit kan grote verzakkingen tot gevolg hebben, zoals weergegeven in Figuur 17. Figuur 17: Wegens het verlies van draagkracht door het verweken van de ondergrond is de auto weggezakt (Lincoln, 2015) Dit komt zelden voor, meestal zal de korrelspanning het nulpunt niet bereiken. Vastgepakt zand heeft een laag poriëngehalte waardoor er zich minder water in het zand bevindt. Hierdoor heeft het water minder de mogelijkheid tot het opbouwen van een wateroverspanning. Desondanks kan verweking grote gevolgen hebben voor de constructie. Met het verdichten treden zettingen op. Wanneer een constructie ongelijkmatig zakt, zullen er trekspanningen optreden waarop de constructie niet is berekend. Om een verwachting te kunnen uitspreken over de waarschijnlijkheid dat verweking van grond op zal treden door een aardbeving in Nederland, heeft Deltares een verwekingsstudie uitgevoerd in de provincie Groningen (Meijers, Effecten aardbevingen op kritische infrastructuur, 2014). Deltares heeft drie soorten zand onderzocht, waarvan twee test resultaten representatief bleken. De zandgronden van Peelo en Boxtel zijn onderzocht op verwekingsgevoeligheid. In het onderzoek van Deltares is gebruikt gemaakt van de methode van EERI MNO-12, gebaseerd op het onderzoek van Idriss & Boulanger, om de verwekingsgevoeligheid vast te stellen. Deze methode is internationaal veel gebruikt en afkomstig van het Earthquake Engineering Research Institute. Deze 32 ARCADIS

33 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen methode is door Deltares in de verwekingstudie gevalideerd op het gebruik voor geïnduceerde aardbevingen. Door de bestaande methode te vergelijken met de meetresultaten van het zand van Peelo en Boxtel komt naar voren: Gezien deze bevindingen wordt geconcludeerd dat de methode die nu wordt toegepast om het risico op verweking tijdens een aardbeving EERI MNO-12 niet aangepast hoeft te worden (Meijers, Effecten aardbevingen op kritische infrastructuur, 2014). De volgende belangrijke waarde komt uit het onderzoek naar voren. Gevonden is dat bij een piekversnelling van ongeveer 0.15g er in losgepakt zand een niet verwaarloosbaar risico op verweking ontstaat (Meijers, Effecten aardbevingen op kritische infrastructuur, 2014). Tot op heden is er echter geen bewijs gevonden dat er met een aardbeving verweking is opgetreden in de provincie Groningen. In het rapport van het KNMI over de maximaal te verwachten PGA (Peak Ground Acceleration) wordt een maximum van 0.42g aangegeven. (Dost, Caccavale, Eck, & Kraaijpoel, 2013). Dit laat zien dat er in de zandgronden in de provincie Groningen een reëel risico bestaat op verweking van de grond. ARCADIS 33

34

35 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 3 Onderdoorgang 3.1 INLEIDING DEFINITIE De definitie van een onderdoorgang die is gegeven door Rijkswaterstaat in de ROK 5 is als volgt: Kruising van (spoor)wegen waarbij de onderdoorgaande (spoor)weg ligt onder maaiveldniveau. Hier kan aan worden toegevoegd dat het gaat om een constructie die in ieder geval uit een open en gesloten gedeelte bestaat. Het open gedeelte bestaat uit grondkerende wanden en in Nederland vaak ook uit een waterdichte folie of een (onderwater)betonvloer (met trekpalen), om ervoor te zorgen dat er geen water in de onderdoorgaande (spoor)weg komt te staan. Het gesloten gedeelte bestaat eveneens uit grondkerende wanden, een folieconstructie of betonvloer en daarnaast een betondek. Bij een onderdoorgang worden stortnaden extra versterkt, zodat het lekdebiet wordt beperkt. Voor het water dat de constructie binnen dringt en de hemelwaterafvoer is een pompkelder aanwezig op het laagste punt binnen de constructie van waaruit het water kan worden weggepompt. Binnen dit onderzoek worden alleen onderdoorgangen beschouwd waarbij het spoorverkeer bovenlangs kruist met het wegverkeer. Figuur 18: Onderdoorgang in Zwolle, ongelijkvloerse kruising tussen fiets- en voetverkeer met spoorverkeer (Google, 2015) 5 ROK, Richtlijnen Ontwerpen Kunstwerken: Document met aanvullende normen en richtlijnen van Rijkswaterstaat ARCADIS 35

36 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen FUNCTIE Bij een spoorse onderdoorgang zullen spoorverkeer en wegverkeer elkaar kruisen. De functies van een spoorse onderdoorgang zijn uitgewerkt in een functieboom, deze is weergegeven in Figuur 19. Figuur 19: Functieboom onderdoorgang Deze boom geeft alleen de civieltechnische functies weer; de overige functies zijn niet weergegeven, omdat deze buiten de scope van dit onderzoek vallen. De drie hoofdfuncties van een spoorse onderdoorgang zijn het faciliteren van het wegverkeer, het spoorverkeer en het regelen van de waterhuishouding. Voor het wegverkeer is het noodzakelijk dat grond en grondwater worden gekeerd. Voor het spoorverkeer is het noodzakelijk dat de krachten die door het spoorverkeer worden uitgeoefend op de constructie, overgedragen worden op het onderliggende grondpakket. Omdat een onderdoorgang zich onder het maaiveld bevindt bestaat de mogelijkheid dat hemelwater naar het laagste punt van de constructie stroomt of dat er kwel optreedt. Hiervan kan het wegverkeer ernstige hinder ondervinden; faciliteren waterhuishouding is daarom als aparte functie opgenomen in deze functieboom. Figuur 20: Onderdoorgang in Amersfoort, kruising tussen weg en spoorverkeer (Google, 2015) 36 ARCADIS

37 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 3.2 ALGEMEEN DECOMPOSITIE Voor een systematische aanpak is het opstellen van een decompositie noodzakelijk, zoals ook is weergegeven in het processchema welke te vinden is in Bijlage 2. De decompositie opstellen is niet een op zichzelf staand doel binnen het onderzoek, maar een hulpmiddel. Daarom is ervoor gekozen alleen de relevante elementen en bouwdelen weer te geven. De onderdoorgang bestaat uit een object, elementen en bouwdelen, waarin de onderdoorgang wordt beschouwd als object. In overeenstemming met de NEN 2767 is de verdere onderverdeling gemaakt in elementen en bouwdelen. Met behulp van de decompositie en gebrekenlijst behorend tot deze norm zijn de relevante elementen en bouwdelen bepaald. De decompositie is weergegeven in Bijlage TYPE CONSTRUCTIES Een spoorse onderdoorgang valt onder te verdelen in twee gedeelten: het open gedeelte en het gesloten gedeelte. Voor het gesloten gedeelte is binnen dit onderzoek uitgegaan van twee constructietypen voor het open gedeelte is uitgegaan van één constructietype. De drie constructietypen staan weergegeven in Figuur 21 en zijn hieronder kort toegelicht: Monolithische constructie (gesloten gedeelte), waarbij het dek momentvast is verbonden met de wanden Opgelegde constructie (gesloten gedeelte), waarbij het dek door middel van opleggingen vrij is opgelegd. Open bakconstructie (open gedeelte) Figuur 21: Type constructies ARCADIS 37

38 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen UITVOERINGSMETHODEN Spoorse onderdoorgangen wijken af in uitvoeringsmethoden ten opzichte van onderdoorgangen voor wegverkeer. Dit komt doordat in Nederland het spoor zo min mogelijk buiten dienst mag worden genomen. Hierdoor zijn er slechts een beperkt aantal uitvoeringsmethoden mogelijk. De twee meest gebruikte uitvoeringsmethoden zijn hieronder uitgewerkt. Inbrengen monolithische constructie Deze methode wordt vooral toegepast bij kleine onderdoorgangen voor fiets- en voetgangersverkeer waarbij enkel of dubbelsporige trajecten gekruist worden. Als eerste worden de vloer, wanden en het dak als één geheel geprefabriceerd of voorgebouwd direct naast de definitieve locatie. Vervolgens wordt in één Trein Vrije Periode het spoor verwijderd, ontgraven tot vloerniveau en wanneer nodig bemaald. Vervolgens kan de bakconstructie worden aangebracht door de constructie in te rijden, in te schuiven of in te hijsen. Hierna kan de bemaling worden verwijderd, de onderdoorgang aangevuld met zand en de spoorbaan teruggeplaatst, zodat het spoorverkeer kan worden hervat. Vervolgens kunnen beide open delen (toeritten) worden gerealiseerd door vloeren en wanden op traditionele wijze te storten. Het is ook mogelijk de vloer, wanden en het dak van het gesloten deel als losse constructiedelen te prefabriceren en tijdens de Trein Vrije Periode apart in te hijsen. Deze los ingehesen delen kunnen dan door middel van voorspanning waterdicht worden verbonden. Figuur 22: Inhijsen monolithische spoorse onderdoorgang Wierden (Mulder, 2015) 38 ARCADIS

39 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Wanden-dek methode De tweede veelgebruikte methode voor het realiseren van een onderdoorgang onder het spoor door is de wanden-dek methode. Hierbij worden in een eerste Trein Vrije Periode stalen buispalen ingeheid door de bovenbouw van het spoor. Vervolgens wordt het betondek direct naast het spoor voorgebouwd. In een tweede Trein Vrije Periode wordt het spoor verwijderd en kan op de al ingebrachte palen een schuifbaan worden aangebracht, waarmee het dek naar zijn definitieve positie kan worden gebracht. Vervolgens kan het spoor worden teruggeplaatst en weer in dienst worden gesteld. Terwijl het treinverkeer ongehinderd blijft, kan onder het spoordek worden afgegraven, eventueel onderwaterbeton gestort, de vloer worden gestort en de wanden worden gestort. Vervolgens wordt het dek tijdelijk enkele centimeters opgevijzeld, wordt de schuifbaan verwijderd en de opleggingen geplaatst. Tenslotte wordt het dek enkele centimeters neergelaten zodat het op de opleggingen komt te liggen. Het gesloten gedeelte van de onderdoorgang is hiermee gereed. Het open gedeelte (toeritten) kan op traditionele wijze worden uitgevoerd. Figuur 23: Inschuiven spoordek onderdoorgang Houten (van Sinten, van der Sloot, van Iersel, & de Moor, 2011) ARCADIS 39

40 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 3.3 EISEN Om een spoorse onderdoorgang te kunnen toetsen is het noodzakelijk eisen te hebben waaraan voldaan moet worden. Daarnaast zullen bepaalde uitgangspunten aangenomen moeten worden, om de toetsing verder te kunnen concretiseren. Voor de toetsing wordt uitgegaan van de nieuw te realiseren onderdoorgang ten oosten van station Groningen. Hierbij kruist het spoor de Paterswoldseweg. Momenteel is dit een gelijkvloerse kruising met overwegbomen. Door de toename van treinverkeer op dit traject is besloten deze kruising ongelijkvloers te maken door middel van een onderdoorgang waarbij de Paterswoldseweg onder het spoorverkeer door zal gaan. De locatie van de onderdoorgang is weergegeven in Figuur 24. De Paterswoldseweg is een gebiedsonsluitingsweg (GOW) met 2x1 rijstrook waar een maximumsnelheid geldt van 50 km/h. Aan beide zijden van de weg bevindt zich een vrijliggend fietspad. Het spoor betreft de verbinding tussen Leeuwarden en Groningen en is daar dubbelsporig uitgevoerd. In het project dient ook een busbaan en een ventweg parallel aan het spoor gerealiseerd te worden, gelegen op een apart betondek; deze worden in dit onderzoek niet meegenomen. De busbaan en ventweg zijn in dit onderzoek niet meegenomen, deze vormt een lagere belasting dan ter plaatse van de opgelegde constructie maar wordt zwaarder belast dan een open bak. Daardoor is deze constructie niet maatgevend. Figuur 24: Locatie onderdoorgang Paterswoldseweg in Groningen, weergegeven op het contourplot van de horizontale piekgrondversnellingen in g op maaiveldniveau (Normcommissie , 2015) 40 ARCADIS

41 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 3.4 FAALWIJZEN De failure mode and effects analysis 6 (FMEA) is opgesteld om overzicht te brengen in de faalmechanismen van een spoorse onderdoorgang. Aan de hand van de hiervoor genoemde decompositie en de NEN 2767 is de FMEA gevuld. In de FMEA zijn evenals in de decompositie alleen de civieltechnisch relevante onderdelen meegenomen. De uit de brainstormsessie voorkomende faalmechanismen zijn weergegeven in de mindmap in Bijlage 6 en de FMEA is weergegeven in Bijlage 7. De faalmechanismen zijn per element uiteengezet en geanalyseerd op de invloed van het falen met betrekking tot de primaire functie en de gevolgen op Veiligheid, Gezondheid en Milieu (VGM). Daarnaast zijn de faalmechanismen beoordeeld op beïnvloed/veroorzaakt door aardbevingen, om de relevante en niet relevante faalmechanismen voor dit onderzoek te scheiden. De FMEA zal als basis gebruikt worden in het vervolg van het onderzoek, waarin dieper wordt ingegaan op de invloed van aardbevingen op een spoorse onderdoorgang. Bij de uiteengezette faalmechanismen zullen normen en richtlijnen worden geformuleerd. 6 Failure mode and effects analysis: faalwijzen- en gevolgenanalyse ARCADIS 41

42 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 3.5 NORMEN EN RICHTLIJNEN De normen en richtlijnen die betrekking hebben op de civieltechnische onderdelen van een spoorse onderdoorgang, zijn opgenomen in Bijlage 8. Door het volgen van de Eurocodes wordt voldaan aan de fundamentele eisen van de Richtlijn van de Raad 89/106/EEG 7, op het gebied van veiligheid, stabiliteit en mechanische weerstand. De Eurocodes zijn opgesteld door CEN 8. Alle lidstaten van de Europese Unie en EVA 9 hebben deze normen erkend als leidend. De Eurocodes laten ruimte aan de lidstaten om een nationale bijlage en/of een nationale praktijk richtlijn (NPR) op te stellen welke mogelijk andere methodes, waarden en aanbevelingen bevat ter aanvulling van de beginselen en toepassingsregels. Daarnaast is het toegestaan gebruik te maken van andere ontwerp- en berekeningsregels, mits is aangetoond dat deze in elk geval overeenstemmen met de beginselen en gelijkwaardig zijn aan de geformuleerde constructieve veiligheid, duurzaamheid en bruikbaarheid van de Eurocodes (Normcommissie , 2011). De grootste beheerders van infrastructuur binnen Nederland zijn Rijkswaterstaat en Prorail. Beide hebben eigen documentatie opgesteld (ROK en OVS 10 ) in aanvulling op de Eurocodes, waarin aanvullende eisen zijn gedefinieerd. Een spoorse onderdoorgang bevat zowel spoor- als wegverkeer en de relevante hoofdstukken uit beide documenten zijn daarom opgenomen in de tabel in Bijlage 8. De normen en richtlijnen uit deze tabel zijn van toepassing op de faalmechanismen. In de Bijlage 9 is de FMEA opnieuw opgenomen, maar nu met de te volgen normen en richtlijnen. In de casestudie zullen aan de hand van de voor elk faalmechanisme relevante normen en richtlijnen, de spoorse onderdoorgang worden getoetst. 7 Richtlijn 89/106/EEG: Betreft de wettelijke en bestuursrechtelijke bepalingen van de fundamentele eisen gesteld aan bouwwerken door de Europese Unie. 8 CEN, European Committee for Standardization: Normalisatie instituut van de Europese Unie. 9 EVA, Europese Vrijhandelsassociatie: Een vrijhandelsassociatie tussen Zwitserland, Noorwegen, IJsland en Liechtenstein. 10 OVS, Ontwerpvoorschrift: Document met aanvullende normen en richtlijnen van Prorail. 42 ARCADIS

43 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 4 Statische berekening Voordat de aardbevingsbelasting in beschouwing wordt genomen, is een geotechnische en constructieve berekening uitgevoerd van de onderdoorgang bij de Paterswoldseweg in Groningen. Dit is gedaan om meer inzicht te krijgen in de krachtswerking van een onderdoorgang. Het betreft een globale berekening, waarbij de hoofdlijnen gevolgd worden. 4.1 UITGANGSPUNTEN Uitgangspunten voor deze berekening komen uit de eisen welke zijn weergegeven in hoofdstuk 3.3. Gevolgklassen Voor de opgelegde constructie geldt gevolgklasse 3 (CC3) in overeenstemming met OVS Voor de open moten geldt gevolgklasse 2 (CC2) in overeenstemming met NEN-EN Normen en richtlijnen In overeenstemming met de opgestelde eisen zijn de volgende normen en richtlijnen toegepast: NEN-EN 1990 Grondslagen voor het constructief ontwerp NEN-EN Volumieke gewichten NEN-EN Buitengewone belastingen NEN-EN Verkeersbelasting NEN-EN Algemene regels voor gebouwen NEN-EN Bruggen NEN-EN 9997 Geotechnisch ontwerp van constructies ROK v1.2 Richtlijnen ontwerpen kunstwerken OVS Ontwerpvoorschrift wijzigingen en aanvullingen op NEN-EN normen OVS Ontwerpvoorschrift baanlichaam en geotechniek Programmatuur De volgende programmatuur is gebruikt voor de verschillende berekeningen: Office 2013 Mathcad 15 SCIA Engineer 14 ARCADIS 43

44 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 4.2 CONSTRUCTIE Met behulp van de opgestelde eisen en vuistregels is een schets opgesteld waarin de dimensies van de onderdoorgang zijn geschat. De onderdoorgang is op staal gefundeerd en heeft een breedte van ongeveer 18 m. Het spoordek heeft een breedte van ongeveer 10 m waarop dubbelspoor in ballast wordt aangebracht. Er zijn drie constructietypen opgesteld, welke in de casestudie zullen worden getoetst. Monolithische constructie Het eerste type constructie is de monolithische constructie, een schets hiervan is weergegeven in Figuur 25. Hierbij zijn de vloer, wanden en het dek momentvast met elkaar verbonden. De dikte van het dek is geschat op 900 mm en die van de vloer en de wanden op 800 mm. Het fietspad is verhoogd uitgevoerd, zodat er minder hoogte overbrugt hoeft te worden voor het fiets- en voetgangersverkeer. De zandophoging werkt ten positieve mee in de toetsing van het verticale evenwicht. Figuur 25: Schets monolithische constructie Opgelegde constructie Het tweede type constructie dat wordt meegenomen in dit onderzoek is de opgelegde constructie. Deze is identiek aan de monolithische constructie met als uitzondering dat het dek vrij is opgelegd op de wanden. Een schets van deze constructie is weergegeven in Figuur 26. Figuur 26: Schets opgelegde constructie 44 ARCADIS

45 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Open bakconstructie Voor de open bakconstructie is een dikte van 600 mm aangehouden voor de wanden en de vloer, omdat deze constructie niet belast wordt door spoorverkeer. Daarnaast is een teen van 1,6 m breedte toegevoegd aan de constructie zodat voorkomen wordt dat de constructie opdrijft. De snede van de open bakconstructie is genomen op het diepste punt van de onderdoorgang. Een schets is weergegeven in Figuur 27. Figuur 27: Schets open bakconstructie ARCADIS 45

46 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 4.3 BELASTINGEN BELASTINGSFACTOREN Voor de spoorse onderdoorgang gelden de gevolgklassen CC2 en CC3, zoals aangegeven in dit hoofdstuk bij de Uitgangspunten 4.1. Bij deze gevolgklassen horen de volgende belastings- en Ψ-factoren. Gevolgklasse Permanent Verkeer Overig veranderlijk CC2 1,30/ 0,90 1,35 1,50 CC3 1,40/ 0,90 1,50 1,65 Tabel 1 : Belastingsfactoren volgens NEN-EN 1990 NB art. A2.4(B) tabel NB PERMANENTE BELASTINGEN Spoordek Het spoordek heeft een dikte van 0,9 m, een breedte van 10,65 m en een overspanning van 17,8 m. De totale permanente belasting van het spoordek komt hiermee op: (0,9*10,65*17,8) * 25 = 4265 kn. Per m brugdek komt de belasting op 4265/10,65 = 400,5 kn/m. Bovenbouw Voor de berekening van de belasting als gevolg van het ballastbed wordt uitgegaan van 22 kn/m 3 in overeenstemming met OVS V004 hoofdstuk Met de dimensies uit Figuur 28 en de overspanning van 17,8 m komt de totale belasting als gevolg van de bovenbouw op (17,8*7,75*0,723)*22 = 2194 kn. Voor de opgestorte wanden is een totale oppervlakte van 1 m 2 bepaald. Het gewicht hiervoor komt uit op (17,8*1)*25 = 445 kn. Het totale gewicht voor de rustende belasting komt uit op = 2639 kn. Per m brugdek komt de belasting op 2639/10,65 = 247,8 kn. Figuur 28: Schets dwarsdoorsnede spoordek Horizontale gronddruk Voor het bepalen van de horizontale gronddruk moet eerst de korrelspanning worden bepaald. Deze kan worden berekend door de grondwaterspanning af te trekken van de verticale grondspanning. De verticale grondspanning wordt bepaald door het soortelijk gewicht te vermenigvuldigen met de diepte. De grondwaterstand is aangehouden op 0,5 m onder het maaiveld in overeenstemming met de eisen opgesteld in hoofdstuk 3.3. Het soortelijk gewicht van zand is in overeenstemming met NEN-EN kn/m 3, voor onverzadigde grond en 20 kn/m 3 voor verzadigde grond. Hiermee komt de grondspanning onderaan de constructie op (0,5*18)+(5,0*20) = 109 kn/m. Voor grondwater is uitgegaan van een soortelijk 46 ARCADIS

47 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen gewicht van 10 kn/m 3 en de grondwaterspanning onderaan de constructie komt hiermee op (5*10) = 50 kn/m. Figuur 29: Schets bepaling korrelspanning De korrelspanning onderaan de constructie komt hiermee op = 59 kn/m. Voor de onderdoorgang wordt uitgegaan van neutrale gronddruk en volgens NEN-EN 9997 kan de neutrale gronddrukcoëfficiënt berekend worden met de formule K0 = 1 sin(φ). In overeenstemming met tabel 2b van NEN-EN 9997 is de hoek van inwendige wrijving (φ) voor zand 30. De neutrale gronddrukcoëfficiënt komt hiermee op 1 sin 30 = 0,5. De horizontale gronddruk wordt berekend door de korrelspanning te vermenigvuldigen met de gronddrukcoëfficiënt en is 59*0,5 = 29,5 kn/m. De grondwaterspanning is alzijdig en oefent eveneens horizontale druk uit op de wand. Omdat de grondwaterspanning alzijdig is mag de horizontale grondwaterdruk gelijk worden gesteld aan de verticale grondwaterspanning van 50 kn/m. De totale belasting van de gronddruk inclusief grondwaterdruk komt hiermee op 50+29,5 = 79,5 kn/m. Opwaartse grondwaterdruk De grondwaterstand is in overeenstemming met het eisendocument N.A.P m. De onderkant van de vloer van de opgelegde constructie is vastgesteld op N.A.P. -3,85 m. Voor het soortelijk gewicht van water wordt gerekend met een waarde van 10 kn/m 3. De opwaartse waterdruk welke aangrijpt op de onderzijde van de vloer is ( ) * 10 = 48,5 kn/m 2. Ophoogzand Onder het fietspad wordt zand gebruikt om de ruimte tussen de vloer en het fietspad op te vullen. Dit gewicht werkt mee ten positieve ten aanzien van het opdrijven van de constructie. Het soortelijke gewicht van het zand is, wanneer voldoende verdicht 17 kn/m 3. Per strekkende m komt de belasting hiermee op 2,15*17 = 36,5 kn/m 2. Figuur 30: Schets ophoogzand ARCADIS 47

48 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen VERANDERLIJKE BELASTINGEN Weg en langzaam verkeer Voor de verkeersbelasting wordt uitgegaan van belastingsmodel 1 (lm1) volgens NEN-EN art Hierbij wordt gerekend met een belasting van 9 kn/m 2. De puntlast wordt voor deze berekeningen niet relevant geacht. Fiets en voetgangerverkeer Voor fiets- en voetgangersverkeer is een mensenmenigte maatgevend. Deze belasting komt neer op 5 kn/m 2 in overeenstemming met NEN-EN art Spoorverkeer De onderdoorgang dient te voldoen aan de eisen van NEN-EN hoofdstuk 6.3. Voor spoorverkeer met de maximale ontwerpsnelheid van 140 km/h en met de mogelijkheid tot goederenvervoer zal de onderdoorgang getoetst worden volgens het maatgevende belastingsmodel SW/2. Dit belastingsmodel is weergegeven in Figuur 31. Figuur 31: Belastingsmodel SW/0 en SW/2 uit NEN-EN art Voor de overspanning van 17,8 m komt de totale belasting op 150*17,8=2670 kn. Deze belasting is per spoor, dus voor het dubbelsporig traject komt de totale belasting op 5340 kn. In de berekening wordt deze belasting vereenvoudigd tot een evenredig verdeelde belasting over de gehele breedte van de opgelegde constructie. De belasting komt hiermee op 5340/10,65 = 502 kn/m. Rem- en aanzetkrachten spoorverkeer Voor de rem- een aanzetkrachten geldt NEN-EN art : Aanzetkrachten: Qlak = 33 kn/m * invloedslengte 1000 kn Voor SW/2 Remkrachten: Qlbk = 35 kn/m * invloedslengte Voor SW/2 De invloedslengte van de onderdoorgang Paterswoldseweg volgt uit Figuur 26. De lengte van achterwand tot achterwand is 17,8 m, maar hierin is de invloed van de stootplaat niet meegenomen. Om dit mee te nemen wordt verondersteld, dat de helft van de kracht wordt afgedragen door de wanden en de andere helft door de ondergrond: 4 m * 0,5 * 2 stootplaten = 4m Dit brengt het totaal van de invloedslengte op: 17,8 + 4 = 21,8 m Aanzetkrachten: Qlak = 33 kn/m * 21,8 m = 720 kn < 1000 kn Remkrachten: Qlbk = 35 kn/m * 21,8 m = 763 kn 48 ARCADIS

49 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De aanzet- en remkrachten dienen te worden vermenigvuldigd met de factor α volgens NEN-EN art lid 4. De totale rem- en aanzetkracht inclusief de factor α is als volgt: (720 kn +763 kn) * 1,21 = 1795 kn Temperatuursbelasting De temperatuursbelasting wordt niet meegenomen in deze berekening. ARCADIS 49

50 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 4.4 VERTICAAL EVENWICHT In overeenstemming met hoofdstuk 10 van NEN-EN-9997 moet het verticaal evenwicht van een onderdoorgang getoetst worden, om aan te tonen dat deze niet opdrijft. Volgens hoofdstuk van NEN-EN-9997 moet de rekenwaarde van de permanente belasting groter of gelijk zijn aan de rekenwaarde van de opwaartse belasting. In de bruikbaarheidstoestand eist de ROK een minimale funderingsdruk van 5 kn/m 2. Voor de opdrijfberekening in de uiterste grenstoestand zijn de volgende partiële factoren gebruikt: γg;dst = 1,0 γg;stb = 0,9 De toetsing is uitgevoerd voor de opgelegde constructie en de open bakconstructie. De toetsing van het verticaal evenwicht voor de monolithische constructie is vrijwel identiek aan de toetsing van de opgelegde constructie en is daarom niet apart meegenomen. De toetsing van het verticaal evenwicht is weergegeven in Bijlage 10. De opgelegde constructie voldoet ruimschoots aan beide toetsingen door het gewicht van het spoordek inclusief bovenbouw. De toetsing van de open bakconstructie is maatgevend, maar door het toepassen van een teen van 1,6 m aan beide zijden van deze constructie, wat zorgt voor mobilisatie van extra gewicht, en het toepassen van een wand- en vloerdikte van 0,6 m, voldoet de open bakconstructie eveneens aan de toetsing. 50 ARCADIS

51 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 4.5 ZETTINGSBEREKENING De zettingsberekening is uitgevoerd volgens de NEN-EN-9997 methode-koppejan. Als input voor de grondparameters is gebruik gemaakt van de vijf verschillende sonderingen welke zijn geselecteerd door Deltares (Kruse d. H., 2013) als representatief voor de ondergrond van Groningen, zie ook hoofdstuk In de berekening is voor de onderkant van de vloer van de onderdoorgang 5,5 m onder het maaiveld aangehouden en een grondwaterstand van 0,5 m onder het maaiveld. Uit een korte analyse van de vijf maatgevende sonderingen komt naar voren dat in twee van de vijf gevallen een fundering op staal praktisch onmogelijk is en economisch zeer onaantrekkelijk. Het gaat hierbij om sondering S03D00023 (deze vertoont een kleilaag in de bovenste 14 m) en om sondering S07B00018 (met een slappe kleilaag in de bovenste 9 m). Voor deze sonderingen zijn geen zettingen berekend. Voor de overige drie sonderingen zijn de zettingen wel berekend. De berekeningen inclusief de gebruikte sonderingen zijn bijgevoegd in Bijlage 12. De uitkomsten van de zettingsberekening zijn weergegeven in Tabel 2. Sondering Primaire zakking [cm] Secundaire zakking [cm] S07D ,7 3,5 S07H ,5 9,0 S12E00029 (zandprofiel) 0,7 - Tabel 2 : Zetting per sondering De sondering met het zandprofiel toont minder dan 1 cm zetting en voldoet daarmee ruimschoots aan de zettingseisen. De sonderingen waarin zich slappe lagen bevinden (S07D00034 en S07H00011) vertonen veel zettingen, waardoor een fundering op staal niet aannemelijk is. De grote zettingen resulteren in een lage beddingsconstante (ongeveer 2,5 MN/m 3 ). Dit zorgt voor grote momenten in de betonconstructie wat een fundering op staal economisch erg onaantrekkelijk maakt. Omdat sonderingen S07H00011 een veenlaag heeft van 2 m onder de onderkant van de onderdoorgang is het mogelijk hier grondverbetering toe te passen. Omdat onder de veenlaag losgepakt zand aanwezig is, wordt de kans op verweking bij deze situatie groot geacht. In het belang van het verdere onderzoek is gekeken of de constructie wel aan de eisen voldoet bij het toepassen van 2 m grondverbetering. Primaire zakking [cm] Secundaire zakking [cm] S07H00011 (kleiprofiel) 0,8 - Tabel 3: Zakking na grondverbetering Uit de berekening blijkt dat er na toepassing van grondverbetering een zakking van 0,008 m optreedt. Dit is een acceptabele zetting waarop een fundering op staal mogelijk wordt geacht. Voor de verdere berekeningen in dit onderzoek zal de sonderingen S12E00029 worden gebruikt, hier bevindt zich over de gehele diepte zand. Deze wordt in het verdere verslag aangeduid als het zandprofiel. De tweede sondering die gebruikt zal worden binnen dit onderzoek is sondering S07H00011 waarbij de veenlaag wordt afgegraven en hiervoor zand wordt teruggeplaatst. Deze sondering bestaat uit klei tot 5 m onder het maaiveld, en vervolgens uit zand. In het verdere verloop van het verslag zal hiernaar worden gerefereerd als het kleiprofiel. ARCADIS 51

52 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 4.6 TOETSING BETONDOORSNEDE Voor de toetsing van de betondoorsnede zijn de belastingen en geometrie ingevoerd in SCIA, waarmee de maximale momenten zijn bepaald. Voor de berekening is uitgegaan van het kleiprofiel waarbij een bedding is gebruikt van 13 MN/m 3. Deze is bepaald door de funderingsdruk (106 kn/m 3 in overeenstemming met hoofdstuk 4.4) te delen door de zetting (0,008m, in overeenstemming met hoofdstuk 4.5). De geometrie en alle belastingen inclusief belastingsfactoren zoals bepaald in paragraaf 4.2 en 4.3 zijn ingevoerd in SCIA. Voor de vloer en wanden van de onderdoorgang wordt uitgegaan van betonkwaliteit C30/37 en wapeningsstaalkwaliteit B 500B. De treksterkte van het wapeningsstaal is bepaald door de treksterkte te delen door de materiaalfactor γs, deze is vastgesteld op 1,15 in overeenstemming met NEN- EN tabel 2.1N. De treksterkte komt hiermee op 500/1,15 = 435 N/mm 2. De toetsing van de betondoorsnede is uitgevoerd door globaal de wapeningsoppervlakte te bepalen. Dit is gedaan door het maximale moment in de constructie berekend met SCIA te delen door de arm tussen de druk- en trekzone in het beton. Als de wapeningsoppervlakte per m kleiner is dan 5000 mm 2 (= ø25mm 100mm) is het een realistische dimensie van de betondoorsnede. De wapeningsberekeningen zijn weergegeven in Bijlage 13. Monolithische constructie De momentenlijn voor de monolithische constructie is weergegeven in Figuur 32. Het maximale berekende moment is 1790 knm. Uit de wapeningsberekening blijkt dat 6268 mm 2 wapening benodigd is. Dit is meer dan ø25mm 100mm. Voor het vergelijken van de monolithische constructie met de opgelegde constructie heeft het de voorkeur om de dimensies gelijk te houden. Daarom is ervoor gekozen om ø25mm 200mm en ø32mm 200mm toe te passen. Figuur 32: Momentenlijn monolithische constructie 52 ARCADIS

53 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Opgelegde constructie Voor de opgelegde constructie is een moment berekend van 1363 knm. Hiermee is een wapeningsoppervlakte van 4772 mm 2 benodigd. De betondoorsnede voldoet hiermee. Figuur 33: Maximale momentenlijn opgelegde constructie Open bakconstructie Voor de open bakconstructie is een maximaal moment berekend van 607 knm. Hiermee is een wapeningsoppervlakte benodigd van 2928 mm 2. Deze voldoet ruimschoots aan de gestelde eis. Een slankere wand of vloer is constructief mogelijk, maar heeft als gevolg dat trekankers moeten worden toegepast om het verticaal evenwicht te waarborgen, wat economisch minder aantrekkelijk is. Figuur 34: Maximale momentenlijn open bakconstructie In het verdere verloop van dit onderzoek zal worden gewerkt met de termen veldmoment en inklemmingsmoment. Met veldmoment wordt het moment in het midden van de vloer bedoeld. Met inklemmingsmoment wordt het moment aan de onderzijde van de wand bedoeld. ARCADIS 53

54

55 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5 Berekening inclusief aardbevingsbelasting Nadat in het vorige hoofdstuk de berekening zonder aardbevingsbelasting is uitgevoerd, is in dit hoofdstuk de aardbevingsbelasting berekend. De effecten van een aardbeving op tunnels (vergelijkbaar met onderdoorgangen) zijn omschreven door onderzoeker Jaw-Nan Wang in het onderstaande citaat: Grofweg kunnen de effecten van een aardbeving op een tunnel in twee delen worden ingedeeld: bewegende grond en falende grond. (Wang, 1993), vertaald 11. Hieruit wordt duidelijk dat de faalmechanismen in twee categorieën zijn in te delen: bewegende grond die zorgt voor grotere krachten op de constructie en falende grond die leidt tot bijvoorbeeld zettingen van de constructie. In de eerste paragraaf van dit hoofdstuk is het verkregen aardbevingssignaal opgeschaald en geanalyseerd. In de hierop volgende paragraaf is de dynamische belasting veroorzaakt door een aardbeving vereenvoudigd tot een statische last (quasi-statische berekening). In paragraaf drie is een dynamische analyse uitgevoerd om de effecten van een aardbeving te kunnen weergeven. In de hierop volgende paragraaf is er een vergelijking gemaakt tussen de quasi-statische en de dynamische berekening. Paragraaf vijf beschrijft een alternatieve berekeningsmethode om met aardbevingsbelasting om te gaan. In de laatste paragraaf zijn de kans op en de gevolgen van verweking beschreven. 11 Oorspronkelijk citaat: In a broad sense, earthquake effects on underground tunnel structures can be grouped into two categories ground shaking and ground failure. ARCADIS 55

56 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5.1 AARDBEVINGSSIGNAAL Voor het uitvoeren van de verschillende typen berekeningen is een aardbevingssignaal benodigd, de keuze voor het aardbevingssignaal is hieronder uitgewerkt. Piek grondversnelling De piekgrondversnelling is vastgesteld met de voor commentaar beschikbaar gestelde NPR Voor de locatie aan de Paterswoldseweg in Groningen (zie hoofdstuk 3.3) is een versnelling van 0,22g vastgesteld (NPR 9998 Figuur 3.1). In overeenstemming met hoofdstuk 4.1 wordt de opgelegde constructie ingedeeld in gevolgklasse 3 en de open moten in veiligheidsklasse 2. De belangrijkheidsfactor γi is bepaald met behulp van tabel 3.1 van de NPR Door de versnelling te vermenigvuldigen met de belangrijkheidsfactor kan de ontwerpwaarde van de piekgrondversnelling worden bepaald, deze is weergegeven in Tabel 4. Gevolgklasse Ag,ref [g] γi [-] PGA [g] PGA [m/s 2 ] CC2 0,22 1,5 0,33 3,2 CC3 0,22 1,7 0,37 3,6 Tabel 4: Ontwerpwaarde versnellingen op basis van NPR Aardbevingssignaal Het aardbevingssignaal dat gebruikt is voor het uitvoeren van de berekeningen is afkomstig van het KNMI. Het KNMI heeft de versnellingen gedurende de aardbeving op 16 augustus 2012 in Huizinge gemeten in zeven verschillende meetstations. De versnellingen zijn met een tijdsstap van 0,005 seconde vastgelegd in drie richtingen. Deze data heeft het KNMI beschikbaar gesteld ten behoeve van dit onderzoek. Het heeft de voorkeur meetstations op rotsformaties te plaatsen. Want dan wordt het aardbevingssignaal niet beïnvloed door (slappe) grondlagen. Dit onvervormde signaal kan vervolgens gebruikt worden bij het ontwerpen van constructies in of op (slappe) grond. Hierbij wordt het signaal in een model op een diepte van 30 m ingevoerd en wordt berekend welke uitwerkingen de grondlagen hebben op het aardbevingssignaal. In de provincie Groningen bevinden zich geen rotsformaties op maaiveld. De gemeten aardbevingssignalen zijn allen beïnvloed door de slappe grondlagen. Daarom zijn van de verschillende meetstations de aardbevingssignalen en grondcondities ter plaatse geanalyseerd. Het minst beïnvloede aardbevingssignaal is de meting in Garsthuizen. Deze heeft namelijk de minst slappe ondergrond. De meetlocatie bevindt zich dichtbij het epicentrum en heeft de meest zandige ondergrond. Hierdoor geeft dit signaal veel wisselingen weer en een relatief lage piekgrondversnelling (PGA). Het aardbevingssignaal wordt opgeschaald waardoor de lage piekgrondversnelling gecompenseerd wordt en de vele wisselingen behouden blijven. De ondergrond van de verschillende meetstations en de versnellingsgrafieken per meetstation zijn weergegeven in Bijlage 14. Het accelerogram dat gebruikt is als input voor de berekeningen is in Figuur 35 weergegeven. 56 ARCADIS

57 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 35: Accelerogram meetstation Garsthuizen, aardbeving Huizinge 2012 (KNMI, 2012) De opgetreden aardbeving in Huizinge (van bovenstaand aardbevingssignaal) is tot nu toe de meest hevige geïnduceerde aardbeving die in de provincie Groningen is opgetreden. Om de spoorse onderdoorgang dynamisch te toetsen aan de hand van de vastgestelde versnellingen in de NPR 9998, is een ontwerp aardbevingssignaal benodigd. Om een ontwerp aardbevingssignaal te verkrijgen dat gebruikt kan worden in eindige elementensoftware, zal het Huizinge aardbevingssignaal worden opgeschaald. De maximale versnelling welke is opgetreden ter plaatse van Garsthuizen is 0,67 m/s 2. De ontwerpaccelaratie bedraagt 3,6 m/s 2 zoals is weergegeven in Tabel 4. Om te voldoen aan de ontwerpacceleratie is het accelerogram verschaald. De factor waarmee de acceleratie is verschaald, is bepaald door de ontwerpacceleratie te delen door de opgetreden acceleratie: 3,6/0,67 = 5,4. Bij hogere magnitudes neemt de piekfrequentie (periode waarin de pieken elkaar opvolgen) af, doordat er meer tijd benodigd is om deze grotere versnelling op te bouwen. Het opschalen van alleen de magnitude is hierdoor geen eerlijke bewerking. Daarom is ervoor gekozen het signaal ook op te schalen over de tijdsas (uit elkaar trekken van het signaal). Het opschalen over de tijdsas is gedaan in overeenstemming met een onderzoek naar damwanden voor het Eemskanaal (Visschedijk, et al., 2014). In dit onderzoek is het accelerogram ook opgeschaald in de tijdsas. Uit de berekening volgt dat de factor voor verschaling in de tijdsas 1,42 bedraagt. Dit is verwerkt door de tijdsstap tussen twee meetpunten in plaats van 0,005 seconde te wijzigen in 0,0071 seconde (=0,005*1,42). De berekening van de opschalingsfactor is weergegeven in Bijlage Het opgeschaalde accelerogram is weergegeven in Figuur 36. Omdat de tijdsstappen zijn gewijzigd is het aardbevingssignaal langer ten opzichte van het niet opgeschaalde aardbevingssignaal. ARCADIS 57

58 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 36: Opgeschaald accelerogram meetstation Garsthuizen, Huizinge 2012 aardbeving, (KNMI, 2012) 58 ARCADIS

59 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5.2 QUASI-STATISCHE BEREKENING In een quasi-statische berekening worden de seismische belastingen als gevolg van de Groningse aardbevingen met behulp van formules omgerekend tot een statische belasting. Hierdoor hoeven er geen complexe en tijdrovende dynamische berekeningen te worden uitgevoerd, maar wordt volstaan met een statische berekening. Het nadeel van deze methode is dat het gaat om een vereenvoudiging van de werkelijkheid en zal daardoor om veiligheidsredenen conservatiever zijn ANALYSE AARDBEVINGSSIGNAAL NERA Een aardbevingssignaal kan niet direct gebruikt worden in een quasi-statische berekening. Hiervoor zijn verplaatsingen, een ontwerpspectrum en een Fourieranalyse benodigd. Deze gegevens kunnen worden berekend met de software NERA. NERA NERA is een Excel plug-in waarin een aardbevingssignaal kan worden geanalyseerd. NERA is ontwikkeld door de Universiteit van California (Verenigde Staten) en staat voor Nonlinear Earthquake Response Analysis (Niet-lineair Aardbeving Response Analyse). De software is ontwikkeld om aardbevingssignalen gemeten op rots ondergrond als input te gebruiken en te bepalen of het aardbevingssignaal wordt opgeslingerd of dempt in slappe grondlagen. Daarnaast kan NERA de data verwerken tot gegevens waarmee quasi-statische berekeningen uitgevoerd kunnen worden. In NERA wordt een 1D grondkolom opgesteld, waarin de hoogte variabel is en verschillende grondlagen gedefinieerd kunnen worden. Vervolgens kan een aardbevingssignaal worden ingevoerd. NERA berekent vervolgens de acceleratie, snelheid en verplaatsing van de grondkolom als gevolg van de aardbeving. Voor een inhoudelijke uitleg over deze berekening wordt verwezen naar de handleiding van NERA. Met behulp van de acceleratie berekent NERA vervolgens de Fourieranalyse en het ontwerpspectrum. Input In NERA is de opgeschaalde aardbeving GARST-E ingevoerd (Figuur 36). Hierbij is voor de tijdsstap 0,0071 seconden aangehouden in overeenstemming met Bijlage De opgeschaalde versnelling grijpt onderaan het model aan. Door opslingering of demping in het model kan het noodzakelijk zijn meer of minder versnelling dan 3,6 m/s 2 in te geven om aan het maaiveld tot de gewenste versnelling te komen. Dit betekent dat afhankelijk van het grondprofiel de versnelling van de aardbeving varieert om tot gelijke versnelling aan maaiveld te komen. Dit is geen realistische situatie, maar deze methode wordt toegepast om te voldoen aan de maaiveldversnelling volgens NPR Er is gerekend met het zandprofiel en het kleiprofiel zoals gedefinieerd in hoofdstuk 4.5. Om betrouwbare resultaten te verkrijgen met NERA is het noodzakelijk een grondprofiel te definiëren over een diepte van minstens 30 m om inzichtelijk te krijgen wat de gevolgen zijn van de verschillende grondprofielen. De gebruikte grondprofielen bestaan uit sonderingen met een diepte van ongeveer 15 m. Om te bepalen wat een conservatieve aanname is, zijn twee testmodellen opgesteld. Het eerste model is opgebouwd uit een kleilaag van 5 m en vervolgens zandlagen tot 30 m diepte. Het tweede model is enkel opgebouwd uit kleilagen tot 30 m diepte. In beide modellen is een trilling in de vorm van een sinusfunctie ingevoerd welke is opgeschaald naar 0,1 g. ARCADIS 59

60 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Zand Klei Versnelling aan maaiveld 0,22g 0,12g Relatieve verplaatsing bovenste 5 m 1,42 cm 0,28 cm Maximale versnelling Fourieranalyse 1,1g 0,7g Maximale versnelling ontwerpspectrum 1,8g 1,13g Tabel 5: resultaten sinusfunctie in NERA Uit Tabel 5 valt op te maken dat het profiel met de zandlagen een grotere versnelling vertoont aan maaiveld dan het profiel met kleilagen. Dit is te verklaren door het feit dat er in het profiel met kleilagen meer demping optreedt. De opslingering van de amplitude neemt door de slappe lagen op 30 m diepte meer toe dan in het zandprofiel. Dit veroorzaakt grotere rekken wat resulteert in meer demping op grotere diepte. Hierdoor is de versnelling aan maaiveld lager ten opzichte van het zandprofiel waar de opslingering als gevolg van de kleilagen pas optreedt in de bovenste 5 m. Voor de onderdoorgang is de relatieve verplaatsing van de bovenste 5 m relevant. Uit de tabel komt duidelijk naar voren dat het zandprofiel grotere verplaatsingen toont over deze diepte. Het definiëren van zand van -15 tot -30 m onder maaiveld is een conservatievere aanname dan het definiëren van klei. In het verdere onderzoek zal daarom voor de diepere lagen zand worden aangehouden. Grondopbouw De grondopbouw van de twee verschillende profielen is weergegeven in Figuur 37 (zand) en Figuur 38 (klei). De invoergegevens zijn weergegeven in het blauw en de door NERA berekende gegevens in het zwart. Voor de grondopbouw zijn vier invoerparameters van belang: het grondtype, de dikte van de laag, het soortelijk gewicht en de schuifgolfsnelheid. In de kolom grondtype wordt aangegeven of de grondsoort zand of klei is. In NERA zijn voor zand en klei standaardgrafieken gedefinieerd waarin de demping in verhouding tot rek wordt weergegeven. Deze standaardwaarden zijn in de verdere berekening meegenomen. In de kolom Thickness is de dikte aangegeven van de grondlaag. Het soortelijk gewicht komt overeen met het soortelijk gewicht voor de zettingsberekening (hoofdstuk 4.5). De schuifgolfsnelheden zijn berekend volgens de Guide to Cone Penetration Testing for Geotechnical Engineering (Robertson & K. L. Cabal, 2014). Bij deze methode worden de conusweerstand en plaatselijke wrijving gebruikt om de schuifgolfsnelheid te bepalen. De berekening van de schuifgolfsnelheid is weergegeven in Bijlage ARCADIS

61 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 37: Grondprofiel zand in NERA Figuur 38: Grondprofiel klei' in NERA Resultaten De resultaten zijn hieronder weergegeven en toegelicht, voor een overzicht van de NERA-berekening zie Bijlage 15.2 en Bijlage ARCADIS 61

62 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Acceleratie Figuur 39: Versnelling uitgezet tegen de diepte, zandprofiel links en kleiprofiel rechts. In Figuur 39 is de versnelling uitgezet tegen de diepte. Gevolg van de gehanteerde uitgangspunten is dat er verschillende versnellingen zijn ingevoerd om bovenaan tot ongeveer dezelfde versnelling te komen. Dat is een onrealistische situatie. Afhankelijk van het grondprofiel zal in de praktijk de maaiveldversnelling verschillen. Volgens de NPR moet echter onafhankelijk van het grondprofiel met de maximale maaiveldversnelling gerekend worden. Daarom is voor het kleiprofiel een grotere versnelling ingegeven (4,5 m/s 2 ) dan voor het zandprofiel (3,6 m/s 2 ), om aan het maaiveld op de gestelde 3,6 m/s 2 te komen. Het zandprofiel gedraagt zich over de diepte van 30 tot 5 m redelijk constant, waarbij er zeer lichte demping optreedt. In de bovenste zandlagen (losgepakt) wordt de trilling enigszins opgeslingerd. Bij het profiel waarbij zich klei in de bovenste lagen bevindt, dempt het profiel vanaf 8 tot 2 m onder het maaiveld. In de laatste 2 m vindt opslingering plaats. Dit komt door het fenomeen van een staande golf, wat betekent dat er opslingering plaatsvindt door de weerkaatsing van de trilling tegen het maaiveld. Verplaatsingen: Figuur 40: Verplaatsing uitgezet tegen de diepte, zandprofiel links en kleiprofiel rechts. 62 ARCADIS

63 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De relatieve verplaatsingen zijn weergegeven in Figuur 40. De verplaatsingen zijn hier uitgezet tegen de oorspronkelijk positie van de grond. Bij de zandondergrond zijn de verplaatsingen onderin kleiner dan bij het profiel waar de bovenste 6 m uit klei bestaat. Dit is opmerkelijk omdat beide grondprofielen nagenoeg gelijk zijn in de onderste 25 m. Vermoedelijk heeft dit te maken met de weerkaatsing van golven tegen de kleilaag waardoor trillingen elkaar versterken of juist tegen elkaar in werken. Verder kan de lagere korrelspanning in het kleiprofiel invloed hebben op de verplaatsing. De verplaatsingen in de bovenste 4 m verschillen fors ten opzichte van elkaar. Een verplaatsing van 3 mm voor het zandprofiel en 8 mm voor de kleiprofiel. Dit verschil is te wijten aan de lagere schuifgolfsnelheid voor klei ten opzichte van zand (respectievelijk 65 m/s en 155 m/s) en de grotere demping van klei door de hogere dempingswaarde van klei. De demping vindt plaats door de energie van de trilling om te zetten in verplaatsing. Dit verklaart de afname van de acceleratie en de toename van de verplaatsing KWANTIFICEREN VAN TOENAME GRONDDRUK OP KERENDE WAND De secundaire golf voortkomend uit een aardbeving, zoals beschreven in hoofdstuk 2.3.1, verplaatst loodrecht op de voortplantingsrichting. Dit betekent dat de grond zich horizontaal zal gaan verplaatsen. Deze horizontale verplaatsing zorgt voor een toename van de gronddruk op de kerende wanden van een onderdoorgang. In deze paragraaf wordt deze kracht gekwantificeerd METHODE-WANG Een veelgebruikte methode om de extra kracht van grond op tunnels als gevolg van een aardbeving te schematiseren is de methode gebaseerd op het onderzoek uitgevoerd door Wang in Hierbij wordt de stijfheid van de grond bepaald, evenals de stijfheid van de constructie. Vervolgens wordt op basis van de verhouding van de stijfheden en de dimensies van de tunnel bepaald hoeveel de constructie vervormd als gevolg van de aardbeving. De stijfheid van de grond wordt uitgedrukt met het begrip schuifmodulus (G). De schuifmodulus kan berekend worden met de onderstaande wetmatigheid (1996, Kramer). 2 G = ρ V s Hierin komen de factoren dichtheid (ρ) en schuifgolfsnelheid (Vs) naar voren. Waarbij voor dichtheid en schuifgolfsnelheid dezelfde parameters zijn aangehouden als in de NERA analyse weergegeven in hoofdstuk Voor zand is de schuifmodulus bepaald op 40 MPa en voor klei op 5,4 MPa. Grondprofiel Dichtheid [kn/m] Schuifgolfsnelheid [m/s] Schuifmodulus [MPa] Zand Klei ,4 Tabel 6: Grondparameters ten behoeve van methode Wang De stijfheid van de constructie is bepaald door in het SCIA-model dat gebruikt is voor de statische berekening een puntlast aan te brengen aan de bovenzijde van de wand. Door de kracht te delen door de verplaatsing van de wand is de stijfheid van de wand bepaald. ARCADIS 63

64 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Type constructie Verplaatsing SCIA [mm] Stijfheid [MPa] Monolithisch 2,3 43 Opgelegd 3,9 25 Open bak 18,3 5,5 Tabel 7: Stijfheid per constructietype Met de verhouding tussen de schuifmodulus (G) en de stijfheid van de constructie (K) en de verhouding tussen de breedte (B) en de hoogte (H) van de constructie kan de Flexibility ratio (Fr) worden bepaald volgens onderstaande formule (Wang, 1993). F r = G K B H Type constructie Grondprofiel Fr [ - ] Rr [ - ] Monolithisch Zand 2,8 1,7 Klei 0,38 0,48 Opgelegd Zand 18,5 2,3 Klei 2,5 1,6 Open bak Zand 26,2 2,3 Klei 3,5 1,8 Tabel 8: Flexibility Ratio en Racking Coefficient per constructietype en grondsoort Met behulp van de dwarscontractiecoëfficiënt (υ) en de Flexibility ratio (Fr) kan de Racking Coefficient (Rr) worden bepaald met behulp van Figuur 41. Deze factor geeft aan hoeveel de constructie stijver of slapper is ten opzichte van een grondpakket met gelijke afmetingen. Figuur 41: Verhouding tussen Flexibility Ratio en Racking Coefficient (Wang, 1993). Bij een Rr kleiner dan 1 is de constructie stijver dan een grondpakket met gelijke afmetingen hierdoor zal de grond minder verplaatsen dan de berekende verplaatsing met NERA. Bij een Rr groter dan 1 is de constructie minder stijf dan een grondpakket met gelijke afmetingen, hierdoor zal er meer verplaatsing optreden dan berekend met NERA. De verplaatsing van de constructie kan berekend worden door de verplaatsing over de bovenste 5,5 m in NERA te vermenigvuldigen met de factor Rr. constructie = free field R r 64 ARCADIS

65 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De Δfree field kan afgelezen worden uit de berekeningen in NERA. Door de verplaatsing op 6 m onder maaiveld af te trekken van de verplaatsing op maaiveld wordt de vrije veld verplaatsing (Δfree field) bepaald. Voor zand is de vrije veld verplaatsing 4,5 mm en voor klei 9 mm. Type constructie Grondprofiel Δfree field [mm] Rr [ - ] Δconstructie [mm] Monolithisch Klei 9 0,48 4,3 Zand 4,5 1,7 7,7 Opgelegd Klei 9 1,6 14,5 Zand 4,5 2,3 10,4 Open bak Klei 9 1,8 16,4 Zand 4,5 2,3 10,4 Tabel 9: Vrije veld verplaatsing, Racking Coefficient en verplaatsing bovenzijde constructie per constructietype en grondsoort Met behulp van de stijfheden en de verplaatsingen van de constructie kan de kracht op de wand worden berekend, volgens onderstaande formule. De berekende kracht grijpt aan op de bovenzijde van de wand. F = constructie K De berekende krachten zijn weergegeven in Tabel 10. Type constructie Grondprofiel K [MPa ] Δconstructie [mm] F [kn/m] Monolithisch Klei 43 4,3 189 Zand 43 7,7 334 Opgelegd Klei 25 14,4 96 Zand 25 10,7 69 Open bak Klei 5,5 15,3 72 Zand 5,5 10,4 49 Tabel 10: Stijfheid constructie, verplaatsing bovenzijde constructie en kracht op bovenzijde constructie per constructietype en grondsoort METHODE MONONOBE-OKABE Een veelgebruikte methode om de krachten als gevolg van aardbevingsbelasting op een damwand te bepalen is die van Mononobe-Okabe. Deze methode is gebaseerd op onderzoek uitgevoerd door Mononobe en Okabe in 1929 en is een uitbereiding op het berekenen van de gronddruk volgens Coulomb. Met deze methode kan actieve en passieve gronddruk berekend worden. Bij deze onderdoorgang wordt uitgegaan van neutrale gronddruk, omdat de verplaatsing van de onderdoorgang beperkt is. Omdat de onderdoorgang niet tegen de grond aan drukt maar de grond leunt op de onderdoorgang is het bepalen van de actieve gronddruk een acceptabele benadering. Eerst wordt de actieve gronddruk zonder aardbevingsbelasting berekend volgens de methode Coulomb. De bijbehorende formule is hieronder weergegeven (Kramer, 1996). De factor KA is een afhankelijk van: de hellingshoek van het maaiveld, de wandwrijvingshoek van de kerende wand, de hoek van inwendige wrijving van de grond en de helling van de kerende wand ten opzichte van verticaal (θ). De parameter γ is het soortelijk gewicht van de grond die zich naast de constructie bevindt en de parameter H is de hoogte van de kerende wand in meters. P A = 1 2 K A γ H 2 ARCADIS 65

66 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen In de berekening weergegeven in Bijlage 16 is bepaald dat de grondruk op de kerende wand 148 kn per m breedte bedraagt. Deze kracht is een puntlast welke aangrijpt op 1/3 van de hoogte van de wand. De gronddruk zoals berekend in hoofdstuk kwam uit op een maximale gronddruk onderaan de wand van 79,5 kn/m 2. Deze kracht kan eenvoudig worden geschematiseerd tot een puntlast welke aangrijpt op gelijke hoogte als de hierboven berekende kracht door de oppervlakte van de gelijkmatig verdeelde belasting te bepalen. De totale gronddruk bij neutrale grond en een kerende hoogte van 5,5 m is ½*79,5*5,5= 219 kn per m breedte. De gronddruk zoals berekend met Coulomb is beduidend lager (148 kn) dan de gronddruk berekend in het voorgaande hoofdstuk (219 kn). Dit komt doordat Coulomb uitgaat van actieve gronddruk en voor een onderdoorgang neutrale gronddruk gebruikelijk is. Een wand van een onderdoorgang is dermate stijf dat actieve gronddruk geen juiste benadering is. De totale gronddruk op de kerende wand inclusief aardbevingsbelasting wordt bepaald met onderstaande formule. Hierin is KAE een factor die afhankelijk is van dezelfde parameters als die voor actieve gronddruk en een factor voor de verhouding tussen de horizontale en verticale versnelling. Kv is de piekgrondversnelling als fractie van g (PGA/9,81). P AE = 1 2 K AE γ H 2 (1 k v ) Uit deze berekening komt dat de totale kracht op de wand 293 kn bedraagt. De belasting veroorzaakt door de aardbeving is de totale gronddruk (PAE) min de actieve gronddruk zonder aardbevingsbelasting (PA) en komt uit op = 145 kn. Deze kracht komt ordegrote overeen met de krachten berekend volgens de methode Wang. De methode Mononobe-Okabe is bedoeld voor kerende wanden en niet voor een onderdoorgang; deze methode is daarom lastig toepasbaar in deze situatie. Daarnaast gaat de methode uit van een actieve gronddruk en dat is geen juiste aanname is voor een stijve wand. De methode-wang is een accuratere benadering en wordt daarom gebruikt in het verdere verloop van de berekeningen. De methode Mononobe-Okabe is echter een goede validatie van de globale grootte van de kracht KRACHTEN IN CONSTRUCTIE De effecten van de berekende krachten kunnen worden bepaald door deze toe te voegen in het SCIAmodel dat is gebruikt voor de statische berekening. Omdat de aardbevingsbelasting een bijzondere belasting is, mag er volgens de Nationale Bijlage van NEN-EN tabel NB.19 A2.5 gerekend worden met de karakteristieke waarden van de blijvende en overige veranderlijke belastingen. De veranderlijke belastingen mogen hiernaast gereduceerd worden met een factor ψ2. Uit de tabellen A2.1 en A2.2 van NEN-EN blijkt dat de ψ2 factor voor weg- en spoorverkeer 0 is. In het SCIA-model waarin de statische berekening is uitgevoerd, is een extra belastingscombinatie toegevoegd waarin de aardbevingsbelasting is meegenomen. De momenten uit deze combinatie, evenals de momenten uit de combinatie gebruikt in de statische berekening zijn hieronder weergegeven. 66 ARCADIS

67 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Type constructie Moment Momenten zonder aardbevingsbelasting [knm] Momenten inclusief aardbevingsbelasting [knm] Monolithisch Inklemmingsmoment Veldmoment Opgelegd Inklemmingsmoment Veldmoment Open bak Inklemmingsmoment Veldmoment Tabel 11: Momenten in constructie inclusief en exclusief aardbevingsbelasting Uit de resultaten blijkt dat de aardbevingsbelasting niet leidt tot hogere momenten in de monolithische en in de opgelegde constructie. Zowel bij de monolithische als de opgelegde constructie is de spoorbelasting maatgevend ten opzichte van de seismische belasting. Bij de monolithische constructie zorgt de combinatie van horizontale en verticale treinbelasting voor grotere momenten in de constructie dan de seismische belasting. Voor de opgelegde constructie vormen de rem- en aanzetkrachten (167 kn/m ) een grotere belasting dan de toename van de gronddruk als gevolg van de seismische belasting (96 kn/m ). De open bakconstructie vertoont een groter inklemmingsmoment in de constructie als gevolg van de seismische belastingen. De open bakconstructie heeft naast gronddruk geen horizontale belasting in de berekening zonder aardbevingsbelasting. De toename van de gronddruk als gevolg van een aardbeving leidt daarom tot een toename van het moment FALEN FUNDERING Naast bewegende grond is falende grond een belangrijk faalmechanisme met betrekking tot aardbevingsbelasting. Door een aardbeving kan de korrelspanning onder de constructie afnemen en is de onderdoorgang aan excentrische krachten onderhevig. Hierdoor is de fundering erg kwetsbaar. Weinig literatuur is beschikbaar over het toetsen van funderingen op aardbevingsbestendigheid. De enige beschikbare gevalideerde methode om funderingen te toetsen is die uit EN Hierin staat een methode waarmee ondiepe funderingen getoetst kunnen worden. Deze methode is alleen geschikt voor ondiepe funderingen omdat de inbeddingsdiepte niet wordt meegenomen in deze berekening. Een methode om funderingen te toetsen inclusief inbedding is gewenst, maar voor de combinatie met aardbevingen nog niet voorhanden. De stabiliteit van de fundering van een onderdoorgang is het meest kritiek op ondiepe locaties, bij de toeritten van de onderdoorgang. Hier is de inbedding het laagst; daarom is gekozen een toetsing uit te voeren op een diepte waar de wanden een hoogte hebben van 1 m. In deze berekening is de inbeddingsdiepte verwaarloosd. In deze berekening is een normaalkracht, dwarskracht en een moment als input vereist. De normaalkracht wordt bepaald door het eigen gewicht van de constructie te berekenen (285 kn). De dwarskracht staat gelijk aan de kracht op de wand als gevolg van de aardbevingsbelasting (7 kn). Het moment op de fundering is berekend door de dwarskracht te vermenigvuldigden met de hoogte van de wand (1m) en komt uit op 7 knm. ARCADIS 67

68 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Uit de berekening (weergegeven in Bijlage 17) blijkt dat de fundering aardbevingsbestendig is doordat de uitkomst negatief is. Dit komt door de hoge normaalkracht in verhouding tot de dwarskrachten en momenten. Hierdoor bevindt de onderdoorgang zich in een stabiele situatie. Als er een situatie ontstaat waarin de fundering niet voldoet, kan in overeenstemming met de NPR9998 de verplaatsing van de fundering door de aardbeving worden berekend, om te kijken wat de gevolgen zijn van het niet voldoen aan de toetsing. Dit kan worden gedaan volgens de methode Newmark. In deze methode wordt iteratief bepaald tot welke piekgrondversnelling de fundering nog voldoet en wordt de verplaatsing berekend over de pieken die groter zijn dan de berekende waarde. Een overzicht van de berekeningsstappen is hieronder weergegeven. Figuur 42: Accelerogram aardbevingssignaal GARST-E opgeschaald (linksboven), versnellingen groter dan 1 m/s 2 op fundering (linksonder), snelheid van fundering (rechtsboven) en totale verplaatsing fundering (linksonder). Het opgeschaalde aardbevingssignaal is linksboven weergegeven; hierin is een waarde van 1 m/s 2 aangehouden als versnelling waarbij de fundering nog voldoet. Door van alle waarden 1 m/s 2 af te trekken en alleen de positieve waarden te plotten worden de versnellingen weergegeven die kritiek zijn voor de fundering. De grafiek hiervan is linksonder in Figuur 42 weergegeven. Vervolgens wordt gebruikgemaakt van het feit dat de oppervlakte onder de grafiek van de versnelling gelijk staat aan de snelheid. Dit is te zien in de figuur rechtsboven. Omdat de snelheid na iedere piek weer lager wordt dan 1 m/s is een gedeelte van de negatieve acceleratie meegenomen zodat de snelheid 0 m/s is wanneer de versnelling lager is dan 1 m/s 2. De verplaatsing van de fundering kan vervolgens eenvoudig worden bepaald door de oppervlakte te bepalen onder de snelheidsgrafiek. Dit is weergegeven in de grafiek rechtsonder. Hieruit is af te lezen dat een verplaatsing van 1,6 cm kan optreden wanneer de fundering aardbevingsbestendig is tot een versnelling van 1 m/s ARCADIS

69 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5.3 DYNAMISCHE BEREKENING INLEIDING In de dynamische berekening is in het tijdsdomein gerekend met behulp van Plaxis 2D. In Plaxis is een model opgesteld aan de hand van sonderingen, handboringen en literatuur om tot een zo reëel mogelijk model te komen. In het model wordt een versnelling aangebracht in de vorm van een acceleratie op een vast tijdpad van bijvoorbeeld 0,005 seconden per stap. Dit aardbevingssignaal brengt de ondergrond in beweging die een belasting uitoefent op de onderdoorgang. De ingevoerde parameters en de kalibratie van het Plaxis model zijn weergegeven in Bijlage RESULTATEN EN ANALYSE Bij de interpretatie van de resultaten dient voorzichtigheid in acht te worden genomen: Wegens het ontbreken van geotechnische parameters zijn er aannamen gedaan aan de hand van sonderingen en boringen. Om deze reden zijn de aannamen conservatief ingestoken, het doen van insitu onderzoek valt sterk aan te raden bij vervolgonderzoek, om grotere nauwkeurigheid te verkrijgen. Het gebruikte aardbevingssignaal is afkomstig van de hevigste geïnduceerde aardbeving in de provincie Groningen tot nu toe. Het zou de voorkeur hebben gehad verschillende ontwerp aardbevingssignalen te testen, maar deze waren voor dit onderzoek niet voorhanden. De demping die is aangehouden is niet gevalideerd met onderzoek op locatie, maar is gebaseerd op literatuur. Site Response In Figuur 43 en Figuur 44 zijn de acceleraties weergegeven van de site response van het zandmodel. Figuur 43: Horizontale acceleraties, model bestaande uit zandlagen, van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal In Figuur 43 valt goed te zien hoe de golf zich door de ondergrond verplaatst. Het donkerblauwe zijn positieve acceleraties, de rode en gele plekken negatieve. Aan de rode kleur valt te zien dat het maaiveld acceleraties ondergaat van 3,6 m/s 2. ARCADIS 69

70 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 44: Extreme fase acceleratie, overzicht acceleraties van het model bestaande uit zandlagen, van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal Figuur 44 geeft de demping weer die zich in het model bevindt. De hoogste acceleratie die elk element binnen het model ervaart, loopt vanaf onderaan het model door de demping eerst af, om in de bovenste meters van het model snel toe te nemen (door opslingering). De acceleraties van de site response van het kleimodel zijn weergegeven in Figuur 45 en Figuur 46. Figuur 45: Horizontale acceleraties, kleiprofiel, van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal In Figuur 45 is te zien hoe de golf zich door het kleiprofiel verplaatst. De positieve en negatieve acceleratie ligt hier beduidend dichterbij elkaar dan in het zand model. De oorzaak hiervan is de lage schuifgolfsnelheid van de veen- en kleilaag. 70 ARCADIS

71 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 46: Extreme fase acceleratie, overzicht acceleraties van het kleiprofiel van het opgeschaalde Huizinge aardbevingssignaal Wat duidelijk in Figuur 46 naar voren komt is dat de versnelling aan maaiveld niet hoger is dan rond de 2 m/s 2. De dunne veenlaag bevat de hoogste versnellingen, de kleilaag tot een maximum van 3m/s 2. De oorzaak waarom de bovenkant van de kleilaag niet opslingert is niet duidelijk en vraagt vervolgonderzoek. Dit zou mogelijk kunnen liggen aan: Demping Grond parameters Numerieke model De site response modellen zijn gebruikt voor het modeleren van de verschillende onderdoorgang varianten. De acceleraties die optreden in de verschillende modellen rondom de onderdoorgang zijn weergegeven in Bijlage Verplaatsingen onderdoorgang De dynamische belasting wordt in een quasi-statische berekening omgezet naar een puntlast of verplaatsing. Om een vergelijking te kunnen maken tussen de quasi-statische en de dynamische berekening is de verplaatsing van de linkerwand in het Plaxis-model geanalyseerd. De verplaatsing van de linkerwand van de onderdoorgang in Plaxis is zowel in de statische als dynamische berekening naar buiten toe. Als eerste is de vervorming van de open bakconstructie in het zandprofiel weergegeven in Figuur 47 en als tweede de verplaatsingsgrafiek. ARCADIS 71

72 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 47: Vervorming van de open bakconstructie in het zandprofiel, 25 keer opgeschaald De vervormingen zijn 25 keer opgeschaald ten opzichte van de werkelijkheid, zodat de vervormingen waarneembaar zijn. In alle gevallen bewegen de wanden naar buiten toe en bolt de vloer op. Figuur 48: Horizontale verplaatsing van de linkerwand van de open bakconstructie in het zandprofiel. Uit de grafiek valt af te leiden dat de bovenkant (blauwe lijn) van de wand met het bewegen van de ondergrond langer door verplaatst dan de onderkant (rode lijn) van de wand. Dit vindt plaats aan het begin van het aardbevingssignaal wanneer de onderdoorgang aan de grootste versnellingen is onderheven. Figuur 49 geeft dit duidelijk weer. 72 ARCADIS

73 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 49: Opgeschaalde aardbevingssignaal dat is gebruikt als input in het Plaxis-model van de open bakconstructie in het zandprofiel De blijvende verplaatsing van de bovenkant van de wand ten opzichte van de onderkant vindt plaats tijdens de hevigste acceleraties. Na de hevigste acceleraties blijft de verplaatsing ten opzichte van elkaar gelijk. In de grafiek van Figuur 50 is de verplaatsing in het begin gelijk; dit komt doordat de verplaatsing voor de dynamische berekening is gereset. Om er zeker van te zijn dat dit geen invloed heeft op de resultaten is de open bakconstructie nogmaals getoetst, waarbij de vervormingen van de statische situatie niet zijn gereset voor de dynamische berekening. Dit is weergegeven in Figuur 50. Figuur 50: Horizontale verplaatsing van de linkerwand van de open bakconstructie in het zandprofiel zonder reset van de vervormingen uit eerdere fases Uit de grafiek komt naar voren dat er zich een verplaatsingsverschil bevindt tussen de boven en onderkant van de wand aan het begin van de dynamische berekening. Deze verplaatsing komt voort uit de statische situatie. Daarna, onder het aardbevingssignaal, verplaatst de wand vrijwel hetzelfde als in de eerste situatie. Hierdoor komt de nuttige verplaatsing ongeveer op dezelfde waarde uit van 7 à 8 mm. Om te illustreren dat de wand naar buiten verplaatst zijn Figuur 51 en Figuur 52 toegevoegd waarin de normaalspanningen van de opgelegde constructie in het zandprofiel voor de statische en dynamische fase zijn weergegeven. ARCADIS 73

74 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 51: Totale normaal spanning in de statische situatie, van de opgelegde constructie, in het zandprofiel De rood gearceerde lichamen geven de spanningen aan die werken op de onderdoorgang. Midden onder de onderdoorgang loopt de rode lijn horizontaal, die de opwaartse waterspanning weergeeft. Nabij de hoeken onder de onderdoorgang is te zien hoe de normaalkracht op de wanden door de ondergrond wordt opgenomen. Wegens de grote lengte van de vloer is het rode lichaam onder de onderdoorgang vele malen groter dan de twee rode lichamen aan de zijkant van de onderdoorgang. Daarnaast loopt de spanning van de twee rode lichamen naast de onderdoorgang af naarmate het maaiveld wordt genaderd. Deze twee redenen zorgen er voor dat de vloer van de onderdoorgang de neiging heeft om op te bollen. Door de stijfheid van de hoeken en de bovenbelasting van het spoordek buigen de wanden aan de bovenkant naar buiten toe. In de dynamische situatie blijkt uit de resultaten dat deze buiging toe neemt. Dit valt mogelijk te verklaren uit Figuur 52. Figuur 52: Totale normaal spanning in de dynamische situatie, van de opgelegde constructie, in het zandprofiel met de grootste momenten en dwarskrachten. 74 ARCADIS

75 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Het rode lichaam aan de linker zijde toont de hydrostatische waterlijn, wat impliceert dat door het bewegen van de ondergrond als gevolg van de aardbeving de gronddruk aan de linker zijde grotendeels weg valt. De normaalkracht van de wand wordt nabij de hoeken minder snel opgenomen door de ondergrond, te zien aan de lagere totaal waarde (de horizontale lijn van de waterspanning is korter). Hierdoor vormt zich een groter veldmoment in de vloer, waaruit volgt dat de wand meer naar buiten buigt. Bij de opgelegde constructie bedraagt dit een totaal van 8 mm. De totale verplaatsing van de linkerwand van de verschillende varianten is in Tabel 12 weergegeven. De grafieken zijn opgenomen in Bijlage Type constructie Horizontale verplaatsing eindsituatie (mm) Zand monolithisch 0 Zand opgelegd 8 Klei opgelegde 4 Zand open bak 7 Tabel 12: Horizontale verplaatsingen van de onderdoorgang van de verschillende Plaxis-modellen De opgelegde constructie in het klei- of veenprofiel heeft opvallend genoeg een lagere verplaatsing dan in het zandprofiel. De verwachting is dat de kracht werkende op de wand groter zou kunnen zijn door een grotere amplitude van het aardbevingssignaal in de kleilaag. De versnellingen in de kleilaag hebben, zoals eerder vermeld, niet de verwachte waarden. Mogelijk verklaard dit de kleinere verplaatsing. Dwarskrachten en momentenlijn Naast de verplaatsing is het mogelijk om de dwarskrachtenlijn en momentenlijn van de onderdoorgang in het Plaxis-model te genereren. De statische evenals de dynamische berekening zijn in Tabel 13 en Tabel 14 weergegeven. De gegenereerde resultaten uit Plaxis zijn weergegeven in Bijlage Type constructie Statische dwarskracht kn/m Dynamische dwarskracht kn/m Minimum Maximum Minimum Maximum Zand monolithisch Zand opgelegd Klei opgeleg Zand open bak Tabel 13: De dwarskrachten van de verschillende typen constructies Type constructie Moment Moment zonder aardbevingsbelasting [knm] Moment inclusief aardbevingsbelasting [knm] Zand monolithisch Inklemmingsmoment Veldmoment Zand opgelegd Inklemmingsmoment Veldmoment Klei opgelegd Inklemmingsmoment Veldmoment Zand open bak Inklemmingsmoment Veldmoment Tabel 14: De momenten van de verschillende typen constructies. ARCADIS 75

76 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De dwarskrachten in de statische situatie zouden nagenoeg gelijk moeten zijn, zoals is terug te zien in Tabel 13. De dwarskracht in de dynamische fase laat een duidelijk verschil zien tussen de positieve en negatieve kracht. Dit komt door de momentopname van het model. Deze ondergaat een hevige acceleratie waardoor de krachten die op de onderdoorgang werken niet in balans zijn. Dit is terug te zien in Figuur 53; de pieken bij de wand aan de rechterzijde zijn beduidend hoger dan die bij de linkerzijde. Figuur 53: Dwarskrachten de opgelegde constructie in het zandprofiel onder de aardbeving De positieve momenten zijn de momenten in het vloerveld, de negatieve zijn de inklemmingsmomenten in de hoeken. Ter verduidelijking is Figuur 54 hieronder weergegeven. Figuur 54: Momenten van de opgelegde constructie in het zandprofiel van de statische situatie De momenten van de dynamische fase zijn duidelijk hoger dan in de statische fase. Door de beweging van de grond worden de drukken verhoogd op de onderdoorgang en daarmee wordt de onderdoorgang excentrisch belast. Dit valt terug te zien in de resultaten bijgevoegd in de Bijlage ARCADIS

77 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Type constructie Moment Moment Toename moment [knm] Zand monolithische Inklemmingsmoment % Veldmoment 413 6% Zand opgelegde Inklemmingsmoment % Veldmoment % Klei opgelegde Inklemmingsmoment % Veldmoment % Zand open bak Inklemmingsmoment % Veldmoment % Tabel 15: Toename van de momenten tussen de statische en dynamische fase. De opgelegde constructie in het zandprofiel heeft een toename van 37 en 44% in het moment in dynamische toestand, terwijl de opgelegde constructie in het kleiprofiel bijna alleen een toename toont ter plaatse van het moment op de wanden. Uit deze resultaten blijkt dat de kleilaag onder de dynamische belasting een grotere kracht uitoefent op de wanden dan de zandlaag. Dit komt overeen met de resultaten uit NERA, die geeft een grotere verplaatsing voor de kleilaag (9 mm) dan voor de zandlaag (4.5 mm). De amplitude van de trilling zal in slappe grondlagen hoger liggen dan in vaste grondlagen. Wanneer er een grotere kracht op de wand werkt zal het inklemmingsmoment toenemen; een afname van het veldmoment staat hieraan gelijk. Waarschijnlijk is hierdoor het veldmoment nauwelijks toegenomen in de dynamische fase, in tegenstelling tot het inklemmingsmoment. De open bakconstructie vertoont een kleine toename in het veldmoment. Wat opvalt aan het veldmoment is, dat in tegenstelling tot de andere varianten dit veldmoment langzaam toeneemt gedurende het aardbevingssignaal. De uiteindelijke maximale waarde (497,7 knm) ligt niet bij de grootste versnelling, maar bij het einde van het signaal. ARCADIS 77

78 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5.4 VERGELIJKING QUASI-STATISCHE EN DYNAMISCHE BEREKENING In deze paragraaf is een vergelijking gemaakt tussen de quasi-statische berekening en de dynamische berekening SITE RESPONSE Voor de quasi-statische berekening is de site response berekend met behulp van de Excel plug-in NERA, in de dynamische berekening is dit met behulp van Plaxis uitgevoerd. Zandprofiel Figuur 55: Versnelling uitgezet tegen de diepte, zandprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) In de bovenstaande figuur is de maximale versnelling uitgezet tegen de diepte, zoals berekend met NERA (links) en zoals berekend met Plaxis (rechts). Het Plaxis-model heeft op 35 m diepte een versnelling van ongeveer 1,8 m/s 2, het NERA-model heeft op gelijke diepte een versnelling van ongeveer 2,6 m/s 2. De waarden kunnen niet exact met elkaar vergeleken worden, maar de relatieve af- of toename per grondlaag kan wel worden vergeleken. Het Plaxis-model vertoont meer demping dan het NERA-model. De versnelling in het NERA-model wisselt tussen de 2,3 m/s 2 en 3,7 m/s 2, in het Plaxis-model varieert deze van 1,0 tot 3,6 m/s 2. De dieptes waarop wordt gedempt of juist opgeslingerd komen overeen; de piek in de versnelling op ongeveer 15 tot 20 m onder maaiveld is in beide modellen duidelijk zichtbaar. Het opslingeren aan maaiveld komt duidelijk naar voren. De versnelling aan maaiveld is praktisch gelijk, terwijl onderaan het model er 0,8 m/s 2 verschil zit tussen de twee verschillende modellen. In figuur xx is het verschil in demping tussen het NERA-model en het Plaxis-model weergegeven. Uit de grafiek valt af te lezen dat het Plaxis-model veel meer demping vertoont bij kleine rekken dan het NERAmodel. Dit verklaart waarom het Plaxis-model meer demping vertoont. 78 ARCADIS

79 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 56: Demping van zand in NERA en Plaxis uitgezet aan de hand van de schuifmodulus ratio en demping ratio tegen de schuifrek Daarnaast valt uit de grafiek op te maken dat de schuifmodulus in het Plaxis-model bij kleinere rekken al afneemt. Op basis van de hieronder staande formule zal bij een kleinere schuifmodulus de schuifgolfsnelheid afnemen. v s = G/ρ (Kramer, 1996) Het Plaxis-model zal bij kleinere rekken een grotere afname van de schuifgolfsnelheid weergeven dan het NERA-model. Hieruit volgt dat dicht aan het maaiveld, waar de rekken groot zullen zijn, de schuifgolfsnelheid in het Plaxis-model lager zal zijn. Een lagere schuifgolfsnelheid zorgt voor een grotere toename in amplitude, waardoor het Plaxis-model meer opslingering vertoont dan het NERA-model. Hierdoor wordt het dempingsverschil gecompenseerd en zijn de versnellingen aan maaiveld in beide modellen gelijk. ARCADIS 79

80 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Kleiprofiel Figuur 57: Versnelling uitgezet tegen de diepte, kleiprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) In de bovenstaande figuur zijn de versnellingen weergegeven voor het kleiprofiel. Het Plaxis-model heeft op een diepte van ongeveer 33 m onder het maaiveld een versnelling van ongeveer 1,4 m/s 2. Het NERAmodel heeft op deze diepte een versnelling van 3,3 m/s 2. Dit verschil komt doordat het Plaxis-model begint op een diepte van 45 m onder maaiveld. Hierdoor is het inputsignaal van 3,6 m/s 2 al gedempt. Een ander verschil tussen beide modellen is dat er geen veenlaag is gedefinieerd in NERA. Dit heeft als oorzaak dat er in NERA geen standaard rek-demping verhouding is gedefinieerd. Het zelf definiëren van een rek-demping verhouding vergt veel grondonderzoek en is niet haalbaar binnen dit onderzoek. Het gedrag van slappe lagen is erg lastig te voorspellen, wat blijkt uit deze modellen. Deze verschillen wezenlijk. Het NERA-model geeft aan dat de versnelling terugloopt in de onderste kleilagen (2 tot 6 m onder maaiveld); het Plaxis-model geeft aan dat er opslingering plaatsvindt. Mogelijk komt dit voort uit de verschillen in demping. In figuur xx is het dempingsverschil tussen het Plaxis-model en het NERAmodel weergegeven. 80 ARCADIS

81 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 58: Dempingsverschil van klei in NERA en Plaxis uitgezet aan de hand van de schuifmodulus ratio en demping ratio tegen de schuifrek Uit de grafiek valt af te lezen dat het Plaxis-model bij kleinere rekken meer demping vertoont en een grotere afname in schuifmodulus ten opzichte van het NERA-model. Het verschil hier is minder groot dan bij het zandprofiel. Wanneer de schuifrek zich net onder het maaiveld tussen de waarden van 1x10-3 en 0.01 bevindt, zal dit veel demping genereren in het Plaxis-model, maar niet in het NERA-model. Mogelijk verklaart dit waarom de modellen van elkaar verschillen. Er is onvoldoende kennis over het gedrag van slappe lagen onder invloed van aardbevingstrillingen, doordat hier nog onvoldoende onderzoek naar is gedaan. Daarom zijn de uitkomsten van de berekeningen voor de slappe lagen minder betrouwbaar. Naast onderzoek naar de demping-rek verhouding is het relevant seismische sonderingen uit te voeren om meer inzicht te krijgen in het gedrag van deze grondlagen VRIJE VELD VERPLAATSINGEN De vrije veld verplaatsingen van de profielen zand en klei zijn met behulp van de plug-in NERA en met Plaxis bepaald. De resultaten zijn hieronder weergegeven en de berekeningsmethoden worden met elkaar vergeleken. ARCADIS 81

82 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Zandprofiel Figuur 59: Vrije veld verplaatsing uitgezet tegen de diepte, zandprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) NERA berekent de relatieve verplaatsing, niet te verwarren met de totale verplaatsing welke is weergegeven in het Plaxis-model, dit bedraagt maximaal 24 mm in positieve richting. De kracht voortkomende uit de verplaatsingen van het grondlichaam op de wand van de onderdoorgang, komt voort uit de relatieve verplaatsingen tussen de onderkant en bovenkant van de wand. De verplaatsing zoals berekend in NERA in de bovenste vier meter, komt uit op 4 mm. Uit het Plaxismodel valt een relatieve verplaatsing af te lezen van 2 tot 3 mm in de bovenste vier m van het model. Hieruit blijkt dat NERA conservatiever is dan de berekening uitgevoerd met Plaxis. 82 ARCADIS

83 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Kleiprofiel Figuur 60: Vrije veld verplaatsing uitgezet tegen de diepte, kleiprofiel, resultaten NERA (links) en resultaten Plaxis (rechts) De vrije veld verplaatsing van het kleiprofiel uit NERA geeft een relatieve verplaatsing in de bovenste vier meter van 8 mm aan, af te lezen uit Figuur 60. Het ernaast getoonde Plaxis-model toont een relatieve verplaatsing van 4 tot 6 mm. Een mogelijke verklaring tussen het verschil in verplaatsing is, dat dit kan voortkomen uit het ontbreken van de veenlaag in NERA. Net als bij het zandprofiel en de site response komt ook hier bij de vrije veld verplaatsing van het kleiprofiel naar voren dat NERA conservatiever uitkomt dan Plaxis WAND VERPLAATSINGEN De relatieve verplaatsingen die uit NERA voortkomen zijn hier volgens de methode van Wang omgerekend naar wandverplaatsingen. Hierin wordt verondersteld dat het grondlichaam de wanden naar binnen laat buigen door het relatieve verplaatsingsverschil. De belasting die dit teweegbrengt op de wand is met behulp van de stijfheid te bepalen. De verplaatsingen en de krachten die op de wand werken zijn weergegeven in Tabel 16. Type constructie Grondprofiel Quasi-statisch Dynamisch Verschil in Δconstructie [mm] Δconstructie [mm] Δconstructie [mm] Monolitisch Zand Opgelegd Zand Klei Open bak Zand Tabel 16: Verschilverplaatsingen onderdoorgang van de quasi-statische en dynamische berekeningsmethode Het Plaxis-model toont verplaatsingen van de wand naar buiten toe, de methode Wang verplaatsingen naar binnen. Deze verplaatsingen in het Plaxis model komen doordat de vloer opbolt als gevolg van de waterdruk en de vloer momentvast verbonden is met de wanden. De wanden drukken hierdoor tegen de grond aan. Als tijdens een aardbeving de grond van de constructie af beweegt zal de horizontale bedding afnemen en de wand verder naar buiten kunnen verplaatsen. ARCADIS 83

84 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De methode Wang is bedoeld om de werkende kracht van een aardbeving op een monolithische tunnel constructie te bepalen. De onderdoorgang ligt aan maaiveld en heeft twee uitkragende wanden. Hierdoor geeft de methode van Wang geen reëel beeld van de situatie die zich ontwikkelt. Wanneer de verhouding tussen de lengte van de wand en vloer dichterbij elkaar ligt, zouden de resultaten van het Plaxis-model en de methode van Wang beter overeen moeten komen STATISCHE MOMENTEN De statische momenten van de onderdoorgang varianten zijn bepaald met behulp van SCIA en Plaxis. Omdat in Plaxis de uitkomsten van het kleiprofiel niet overeenkwamen met de werkelijkheid en deze slechts voor één van de typen constructies is meegenomen, zijn alleen de momentenlijnen voor het zandprofiel vergeleken. De statische momenten van de berekeningen zijn weergegeven in Tabel 17. Type constructie Monolithisch Opgelegd Open bak Moment Moment zonder aardbevingsbelasting SCIA (knm) Moment zonder aardbevingsbelasting Plaxis (knm) Verhouding moment SCIA / moment Plaxis Inklemmingsmoment Veldmoment Inklemmingsmoment Veldmoment Inklemmingsmoment Veldmoment Tabel 17: Resultaten momenten zonder aardbevingsbelasting berekend met SCIA Engineer en Plaxis De verhoudingen tussen de statische momenten berekend met Plaxis en de statische momenten met SCIA komen overeen, wat vertrouwen geeft in de statische berekening. De momenten in SCIA zijn beduidend hoger dan de momenten berekend met Plaxis. Hieruit valt op te maken dat de berekening SCIA conservatiever is dan de berekening met Plaxis. In SCIA is een extra belastingscombinatie aangemaakt om de momenten te kunnen vergelijken. Hierin zijn alleen de belastingen meegenomen die ook in het Plaxis-model zijn ingevoerd. Alle belastingsfactoren zijn ingesteld op 1,0. De verschillen in uitkomsten worden deels veroorzaakt doordat de bedding in SCIA is geschematiseerd als een lineaire veer welke alleen druk kan opnemen. De veerconstante van deze veer is berekend door de funderingsdruk te delen door de zetting. Deze methode is echter een vereenvoudiging van de werkelijkheid omdat in de praktijk de bedding niet lineair verloopt. Plaxis benadert de werkelijkheid hierin beter doordat het een niet-lineaire berekening uitvoert. In SCIA is met de neutrale gronddruk gerekend en is deze als belasting op het model gezet. In Plaxis zijn grondparameters ingegeven en wordt de horizontale grondruk op de wand door Plaxis berekend. Deze methode is veel nauwkeuriger. 84 ARCADIS

85 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De open bakconstructie heeft dunnere wanden, waardoor de wanden meer zullen vervormen als gevolg van de gronddruk. Dit zal resulteren in actieve gronddruk en dus een afname van de horizontale gronddruk voor de open bakconstructie. In SCIA is dit principe niet meegenomen, dit is een mogelijke verklaring voor het grote verschil in het inklemmingsmoment bij de open bakconstructie. Met het invoeren van de constructie-afmetingen wordt de hartlijn gebruikt en het volume van de constructie verwaarloosd binnen SCIA Engineer. In Plaxis wordt het volume van de betonconstructie wel meegenomen. Dit zorgt voor een gedegen verschil in het inklemmingsmoment. Ter verduidelijking is Figuur 61 toegevoegd. Hierin is te zien dat het moment in SCIA Engineer toeneemt tot de hartlijn, terwijl in het Plaxis-model het moment tot de bovenkant vloer toeneemt en daarna geleidelijk afneemt tot de hartlijn (dikke blauwe lijn). De momentenlijn loopt steiler dan lineair en loopt afhankelijk van de vloerdikte 300 tot 400 mm door. Afgelezen uit SCIA Engineer wordt de verhoging van het inklemmingsmoment op 10% geschat, maar uit het afgelezen moment in Plaxis zou dit 30% bedragen. Om vast te stellen in welke mate dit invloed heeft op de resultaten is nader onderzoek geboden. Figuur 61: Inklemmingsmomenten SCIA Engineer (links), Plaxis (rechts) DYNAMISCHE MOMENTEN De dynamische momenten van de verschillende onderdoorgang varianten zijn in Tabel 18 weergegeven. De resultaten komen voort uit berekeningen uitgevoerd met behulp van SCIA Engineer en Plaxis. Type constructie Monolithisch Opgelegd Open bak Moment Moment zonder aardbevingsbelasting [knm] Moment inclusief aardbevingsbelasting [knm] Toename moment Inklemmingsmoment % Veldmoment % Inklemmingsmoment % Veldmoment % Inklemmingsmoment % Veldmoment % Tabel 18: Momenten zonder en inclusief aardbevingsbelasting SCIA, zandprofiel ARCADIS 85

86 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Type constructie Monolithisch Opgelegde Open bak Moment Moment zonder aardbevingsbelasting [knm] Maximale moment inclusief aardbevingsbelasting [knm] Toename moment Inklemmingsmoment % Veldmoment % Inklemmingsmoment % Veldmoment % Inklemmingsmoment % Veldmoment % Tabel 19: Momenten zonder in inclusief aardbevingsbelasting Plaxis, zandprofiel De maximale momenten berekend met SCIA zijn hoger dan berekend met Plaxis, evenals bij de statische berekening. Om het verschil van de statische berekening te vereffenen is gekeken naar de toename van het moment als gevolg van de aardbevingsbelasting. Inklemmingsmoment SCIA vertoont grote toename van momenten ter plaatse van het steunpunt onder een aardbevingsbelasting; Plaxis vertoont deze ook, maar de toename is kleiner. Hieruit blijkt dat met de methode-wang de krachten op de wand conservatiever worden berekend dan met Plaxis. Dit is aannemelijk want Plaxis benadert de werkelijkheid en de methode-wang is een conservatieve quasistatische vereenvoudiging. De monolithische constructie is erg stijf en resulteert daardoor in een grote kracht op de wand. De wand is echter niet uitkragend en de toename in het moment blijft daardoor beperkt. De toename van het moment is in beide modellen nagenoeg gelijk. Hieruit blijkt dat de methode-wang een goede benadering geeft voor tunnels (monolithische constructies), waarvoor deze bedoeld is. Bij de open- en opgelegde constructie toont de methode-wang zich minder betrouwbaar. De grote toename bij het inklemmingsmoment van de opgelegde constructie wordt door beide berekeningsmethoden erkend. De oorzaak van de grote toename is dat deze wanden stijf zijn uitgevoerd, maar wel uitkragende wanden zijn. Door het niet-flexibele gedrag houdt de wand de verplaatsende grond tegen en dat resulteert in grote krachten op de constructie. Doordat de wanden uitkragen worden deze krachten omgezet in een groot moment. De kracht op de wand is voor de open bakconstructie beduidend kleiner dan voor de opgelegde constructie of monolitische constructie. De verklaring hiervoor is dat de wand van de open bakconstructie slapper is dan de wand van de andere constructies. Hierdoor verplaatst de wand mee met de grond en hoeft deze minder verplaatsende grond te keren. In het SCIA-model is de toename in het inklemmingsmoment veel groter dan die van het Plaxis-model. Vermoedelijk houdt dit verband met de afname van het veldmoment in SCIA en de toename hiervan in Plaxis. Hierop wordt verder ingegaan onder het kopje veldmomenten. 86 ARCADIS

87 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Veldmomenten In SCIA nemen de veldmomenten af door de toename van de krachten op de wand en een gelijkblijvende waterdruk op de vloer. Bij Plaxis nemen de vloermomenten echter toe. De vermoedelijke verklaring hiervoor is dat de verticale bedding afneemt gedurende een aardbeving. Hierdoor zakt de onderdoorgang ter plaatse van de wanden door het eigen gewicht van de wanden en dit leidt tot een groter vloermoment. Naast de verticale bedding neemt ook de horizontale bedding af. De wand, welke in de statische berekening naar buiten verplaatst, wordt hierdoor minder horizontaal gesteund en zal verder naar buiten verplaatsen. De vloer is daardoor minder ingeklemd waardoor het vloermoment toeneemt. Lineaire veren in het SCIA-model nemen dit niet mee. In SCIA is de bedding ongewijzigd ten opzichte van de statische berekening. In Plaxis zal de afname van de bedding wel worden meegenomen. Dit verklaart het verschil in veldmoment tussen beide modellen. In de monolithische constructie verplaatsen de wanden niet naar buiten toe als gevolg van het feit dat deze aan de bovenzijde momentvast verbonden zijn met het dek. Het verschil tussen de veldmomenten bij de monolithische constructie is hierdoor klein. Het aanwezige verschil kan veroorzaakt worden door kleine zakkingen van de vloer ter plaatse van de wanden in het Plaxis-model. De toename van het veldmoment van de opgelegde constructie in het Plaxis-model is groot. De oorzaak hiervan is het eigen gewicht van het dek. Hierdoor zakt de constructie fors ter plaatse van de wanden, dit leidt tot grote krachten in de constructie. Voor de open bakconstructie is de druk op de wanden lager doordat er geen brugdek aanwezig is. Dit leidt tot lagere veldmomenten dan bij de opgelegde constructie. ARCADIS 87

88 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5.5 ALTERNATIEVE METHODE BEREKENING INCLUSIEF AARDBEVINGSBELASTING In paragraaf vier is aangegeven dat in de dynamische berekening de werkelijkheid beter wordt benaderd dan in de quasi-statische berekening. In Plaxis is het echter niet mogelijk veiligheidsfactoren mee te nemen en belastingscombinaties in te voeren. Een mogelijke methode om hiermee om te gaan is door de toename van het moment in Plaxis als gevolg van de aardbevingsbelasting op te tellen bij de momentenlijn bepaald met SCIA. Deze methode is hieronder uitgewerkt. Allereerst is er een seismische belastingscombinatie opgesteld in SCIA waarin: de permanente belastingen zijn meegenomen met een belastingfactor van 1,0, de variabele belastingen niet zijn meegenomen en de seismische belastingen is eveneens achterwege gelaten. Vervolgens is bepaald hoeveel het moment in Plaxis is toegenomen als gevolg van de aardbevingstrilling, deze twee waarden zijn bij elkaar opgeteld. Dit is weergegeven in Tabel 20. Type constructie Moment Moment SCIA [knm] Toename moment in Plaxis [knm] Moment inclusief aardbevingsbelasting [knm] Monolithisch Inklemmingsmoment Veldmoment Opgelegd Inklemmingsmoment Veldmoment Open bak Inklemmingsmoment Veldmoment Tabel 20: Moment inclusief aardbevingsbelasting (statisch moment SCIA + toename moment Plaxis, ψ=0) Volgens de Eurocode moet wel gerekend worden met variabele belasting in de seismische belastingscombinatie, volgens de huidige Nationale Bijlage hoeft dit niet. De Nationale Bijlage wordt echter herschreven als gevolg van de ontwikkelingen rondom geïnduceerde aardbevingen. Omdat deze nog niet beschikbaar is, wordt het veilig geacht de bovenstaande berekening te herhalen volgens de Eurocode zonder Nationale Bijlage. Volgens de Eurocode moet de treinbelasting wel meegenomen worden, maar kan belastingsmodel SW/2 buiten beschouwing worden gelaten. Daarnaast mag ervan uitgegaan worden, dat slechts één spoor belast wordt. De treinbelasting is berekend volgens NEN-EN belastingmodel SW/0 en is 133 kn/m. Met een overspanning van 17,6 m en een brugdekbreedte van 10,65 m komt de treinbelasting uit op 133*17,8/10,65=223 kn/m. De treinbelasting waarmee wordt gerekend in de berekening zonder aardbevingsbelasting is 502 kn/m. De reductiefactor voor de spoorbelasting komt hiermee op 223/502=0,45. Voor de horizontale krachten als gevolg van de treinbelasting wordt alleen uitgegaan van aanzetkrachten omdat deze maatgevend zijn ten opzichte van de remkrachten en ervan wordt uitgegaan dat één spoor wordt belast. Voor de horizontale belasting wordt uitgegaan van 33 kn/m in plaats van de waarde van 68 kn/m waarmee gerekend is voor de statische fase. De ψ-factor voor horizontale belasting komt hiermee op 33/68=0,49. Met deze ψ-factor is de momentenlijn in SCIA nogmaals bepaald, de toename van het moment uit Plaxis is hierbij opgeteld. Dit is weergegeven in Tabel ARCADIS

89 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Type constructie Moment Moment SCIA [knm] Toename moment in Plaxis [knm} Moment inclusief aardbevingsbelasting [knm] Monolithisch Inklemmingsmoment Veldmoment Opgelegd Inklemmingsmoment Veldmoment Open bak Inklemmingsmoment Veldmoment Tabel 21: Moment inclusief aardbevingsbelasting (statisch moment SCIA + toename moment Plaxis, ψ=0,45) Om de uitkomsten van de berekeningen te kunnen vergelijkingen met de berekening zonder aardbevingsbelasting zijn deze weergegeven in Tabel 22. Type constructie Moment Moment UGT [knm] Moment inclusief aardbevingsbelasting (ψ=0) [knm] Moment inclusief aardbevingsbelasting (ψ=0,45) [knm] Monolithisch Inklemmingsmoment Veldmoment Opgelegd Inklemmingsmoment Veldmoment Open bak Inklemmingsmoment Veldmoment Tabel 22: Vergelijking maximaal moment, berekening inclusief aardbevingsbelasting ψ=0 en ψ=0,45 Uit de resultaten komt naar voren dat bij een ψ van 0,45 de aardbevingsbelasting niet maatgevend is voor de uiterste grenstoestand. Volgens NEN-EN Tabel 2.1N mag de materiaalfactor voor wapeningsstaal voor buitengewone belastingscombinaties worden aangenomen op 1,0 in plaats van de 1,15. Dit betekent dat wanneer het moment inclusief aardbevingsbelasting 15% hoger is dan het moment in de UGT, de constructie nog steeds voldoet. ARCADIS 89

90 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 5.6 VERWEKING Deze paragraaf gaat in op de verwekingsgevoeligheid van de ondergrond nabij de onderdoorgang. In hoofdstuk is een algemene beschrijving gegeven van het fenomeen verweking. De NPR 9998 schrijft voor het bepalen van de verwekingsgevoeligheid de methode van het Earthquake Engineering Research Institute voor, die is gebaseerd op het onderzoek van I. M. Idriss & R. W. Boulanger. Op basis van empirische relaties wordt bepaald of een grondlaag gevoelig is voor het verweken. Wanneer de Factor of Safety (FS) γl = 2 of hoger bedraagt, hoeft er geen rekening te worden gehouden met verweken van de ondergrond. Wanneer deze veiligheidsfactor lager is dan twee kan de ondergrond mogelijk verweken. Nader onderzoek naar de wateroverspanningen die kunnen ontstaan valt aan te raden. Figuur 64 geeft de relatieve wateroverspanningen weer. Aan de hand van de veiligheidsfactor is te bepalen in welke mate de effectieve grondspanning af zal nemen door de wateroverspanning. De CTP guide 2014 van Robertson geeft een iets andere methode om de veiligheidsfactor tegen verweking te bepalen. Hier geldt dezelfde voorwaarde als bij de methode voorgeschreven in de NPR, dat bij een veiligheidsfactor van onder de twee rekening moet worden gehouden met wateroverspanning, tot totale verweking. Voor het zandprofiel evenals het kleiprofiel is een analyse uitgevoerd naar de verwekingsgevoeligheid. De uitwerking van de berekening is terug te vinden in Bijlage De gebruikte parameters zijn gebaseerd op empirische waarden afkomstig uit literatuur van Idriss & Boulanger, Robertson en de sonderingen S12H00029 en S07H Bij het interpreteren van de verwekingsgevoeligheid is enige voorzichtigheid gepast, de empirische waarden zijn geijkt op Amerikaanse ondergronden en tektonische aardbevingen. In hoeverre deze toepasbaar zijn voor de Nederlandse ondergronden en geïnduceerde aardbevingen is niet onderzocht. Zand In Figuur 62 is de verwekingsgevoeligheid van het zandprofiel uitgezet tegen de diepte van de verschillende ondergrond profielen. In Figuur 63 is de grondverbetering en het onderliggende zandpakket van het kleiprofiel uitgezet. Figuur 62: Veiligheidsfactor verwekingsgevoeligheid uitgezet tegen de diepte van het zandprofiel 90 ARCADIS

91 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 63: Veiligheidsfactor verwekingsgevoeligheid uitgezet tegen de diepte van het kleiprofiel Uit de veiligheidsberekening van de NPR 9998 bijlage E en die van Robertson komt duidelijk naar voren dat voor beide profielen de kans op verweking van het zand aanwezig is. Indien het zandpakket niet verweekt zal zich een niet te verwaarlozen wateroverspanning opbouwen. De representatieve waarde evenals de rekenwaarde is weergegeven in Figuur 64. In de berekeningen is uitgegaan van een acceleratie van 3.6 m/s 2, dit is geen conservatieve aanname. Uit de resultaten van de berekening met Plaxis is gebleken dat zich grote versnellingen opbouwen onder de constructie, tot wel 9 m/s 2. Hierdoor neemt de kans op verweking aanzienlijk toe. Figuur 64: Relatieve wateroverspanning voor een veiligheidsfactor groter dan 1 (Normcommissie , 2015) Klei Cyclic softening van de kleilaag is niet meegenomen in de NPR Met behulp van de CPT guide 2014 is het mogelijk, naast het bepalen van de verwekingsgevoeligheid van zand, de verwekingsgevoeligheid van klei te bepalen. Afhankelijk van de plasticiteitsindex van het materiaal zal de grond als klei of zand reageren, dit is weergegeven in Figuur 65. ARCADIS 91

92 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 65: Verwekingsgevoeligheid afhankelijk van de plasticiteitsindex (Donahue, Bray, & Riemer, 2007) Boulanger & Idriss vinden andere waarden, deze zijn weergegeven in Figuur 66. Figuur 66: Verwekingsgevoeligheid afhankelijk van de plasticiteitsindex (Boulanger & Idriss, 2006) In dit onderzoek wordt ervan uitgegaan dat de zandlagen als zand zullen reageren en dat de kleilagen een plasticiteitsindex hebben van lager dan 20, wat inhoud dat de kleilagen deels hun stijfheid kunnen verliezen. Of dit daadwerkelijk het geval is, zal uit nader geotechnisch onderzoek moeten blijken. Met het interpreteren van de sondering komt de verwekingsanalyse van Robertson van de kleilaag op de volgende waarden (weergegeven in Figuur 67). 92 ARCADIS

93 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 67: Veiligheidsfactor verwekingsgevoeligheid uitgezet tegen de diepte van het kleiprofiel De analyse van de verwekingsgevoeligheid van de kleilagen volgens de CPT guide is opgenomen in Bijlage De methode van Robertson bepaalt of een grondlaag als zand of als klei zal verweken op basis van de Icwaarde. Wanneer de Ic-waarde beneden de 2.5 ligt dan reageert de grondlaag als zand. Ligt de waarde boven 2.7 dan reageert de ondergrond als klei. Uit Figuur 68 valt af te lezen dat op een diepte van -2.5 en - 3.5m beneden N.A.P. de Ic-waarde zich tussen de 2.5 en 2.7 bevindt. Het is hiermee op basis van de beschikbare gegevens niet te voorspellen of de ondergrond als zand of als klei zal reageren. De kleilaag is matig tot sterk siltig, waardoor de waarden nabij de overgangszone liggen. De veiligheidsfactoren zijn opvallend laag voor de klei- en de dieper gelegen zandlaag. Uit de resultaten valt te verwachten dat de kleilaag als zand zal reageren. Figuur 68: Ic-waarde op basis van Robertson van het kleiprofiel Analyse Met de beschikbare literatuur en kennis van de Groningse ondergrond ligt het in de lijn der verwachting dat beide profielen een matig tot groot risico lopen te verweken bij een versnelling van 3.6 m/s 2. Echter zijn beide verwekingsgevoeligheidsanalyses gebaseerd op tektonische aardbevingen. Een geïnduceerd aardbevingssignaal bevat meer hevige wisselingen dan een tektonisch aardbevingssignaal. Dit is geïllustreerd in figuur xx. Daarnaast is te zien dat de wateroverspanning toeneemt met het aantal belastingscycli. Meer hevige belastingwisselingen zullen sneller leiden tot het verweken van de ondergrond. De methodes van Robertson en Idriss & Boulanger nemen dit verschil niet mee en zijn gebaseerd op empirische waarden gemeten bij tektonische aardbevingen. In welke mate dit invloed heeft op de verwekingsgevoeligheid van de ondergrond vraagt nader onderzoek. Naar verwachting zijn deze verwekingsgevoeligheidsanalyses conservatief voor de Groningse situatie. ARCADIS 93

94 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Figuur 70: Geïnduceerd aardbevingssignaal Huizinge 2012 (boven), tektonisch aardbevingssignaal Loma Prieta 1989 (onder) (Bardet & Tobita, 2001) Figuur 69: Aantal belastingscycli tot verweking van zand als functie van de cyclische belasting ratio en relatieve dichtheid (Meijers, Groot, Lubking, & Thijssen, 2009) De acceleraties rondom de onderdoorgang die volgen uit de dynamische berekening zijn weergegeven in Bijlage Hierin is te zien dat de versnellingen beduidend hoger zijn dan de eerder aangehouden 3.6 m/s 2. Daarom is een berekening uitgevoerd met een versnelling van 7.5 m/s 2. Er is gekozen de berekening uit te voeren in het zandpakket net onder de onderdoorgang waar zich de hoogste versnellingen bevinden. De berekening is weergegeven in Bijlage De veiligheidsfactor op basis van Robertson bedraagt voor het zandprofiel 1,0 ten opzichte van 2,0 en voor het kleiprofiel 0,4 ten opzichte van 0,8 (zie Figuur 62 en Figuur 63). Dit is een afname van meer dan 50% van de veiligheidsfactor, wat de kans op verweken van de ondergrond aanzienlijk vergroot. Plaxis In Plaxis kan er ook gerekend worden aan verweking. Dit kan niet met het HSsmall-model dat gebruikt is voor de dynamische berekening. In dit model worden het verdichten van een losgepakt zandpakket en het hierdoor optreden van wateroverspanningen namelijk niet meegenomen. Om met behulp van Plaxis de wateroverspanningen te berekenen is het grondmodel UBCSAND beschikbaar. Wegens de complexiteit van dit model en de benodigde parameters die niet voor handen zijn, is besloten deze analyse niet uit te voeren binnen dit onderzoek. De accuraatheid van de parameters is van grote invloed op de uitkomsten, met als gevolg dat de uitkomsten niet veelzeggend zouden zijn. Gevolgen Om de gevolgen van het verweken van de omringende grondlagen in kaart te brengen is een worst-case scenario toegepast. Hierin is verondersteld dat de ondergrond volledig is verweekt. Als de grond naast de constructie verweekt heeft dit tot gevolg dat de gronddruk op de wand toeneemt. Verweekt zand heeft een afschuifhoek (φ) van 3,5 graden (Visschedijk, et al., 2014), niet-verweekt zand een afschuifhoek van ongeveer 30 graden (Normcommissie 'Geotechniek', 2012). In de statische berekening is de horizontale gronddruk bepaald welke is opgebouwd uit de heersende verticale grond- en waterdruk. Voor de horizontale druk is de waterdruk vermenigvuldigd met een factor van 1 en de grondspanning bepaald met de formule 1-sin(φ). De samengestelde factor bedroeg 0,75. Wanneer de inwendige wrijvingshoek van zand afneemt tot een hoek van 3,5 bedraagt de samengestelde factor voor de gronddruk ongeveer 0,97 (Visschedijk, et al., 2014). Dit geeft een statische gronddruk van 5,5x20x0,97=106,6 kn/m, in plaats van de 79,5 kn/m (de berekening valt terug te zien in hoofdstuk 4.3.2). 94 ARCADIS

95 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen In Tabel 1 staan de belastingsfactoren voor de spoormoot en open bakconstructie van de onderdoorgang. Deze bedragen 1.40 voor de spoor moot en 1.30 voor de open bakconstructie. In de verweekte toestand hoeft geen veiligheidsfactor te worden meegenomen in de berekening, omdat het een uitzonderlijke belasting bedraagt (Normcommissie , 2011). Door de verweekte belasting te delen, wordt een factor van 104.5/79.5=1.34 verkregen. Dit is 0.04 meer dan de veiligheidsfactor van de open bakconstructie. Vanwege de zeer conservatieve aanname mag verondersteld worden, dat wanneer de grond naast de onderdoorgang volledig verweekt, de wanden de extra belasting kunnen keren. De ondergrond onder de onderdoorgang zorgt voor stabiliteit en maakt het mogelijk de belastingen af te dragen naar de ondergrond. Wanneer de ondergrond verweekt, kan dit resulteren in een drietal scenario s: Het verticale evenwicht raakt uit balans door de wateroverspanning in de onderliggende grondlaag. Het verweekte pakket staat onder druk van omringende grondlagen, welke een grotere druk uitoefenen dan de onderdoorgang. Hierdoor zal de onderdoorgang opdrijven. De ondergrond verweekt, waardoor de bedding niet in staat is de verticale druk van de onderdoorgang te dragen, van bijvoorbeeld een passerende trein. Als de verhoogde waterspanning weg kan in de vorm van sand boils 12 of het afschuiven van de naast gelegen grond, dan zal de onderdoorgang scheef wegzakken. Wanneer de wateroverspanning is verdwenen zal de onderdoorgang zetting vertonen vanwege het dichter gepakte zand. Door een excentrische belasting zakt de onderdoorgang scheef. Wanneer een excentrische belasting op de onderdoorgang werkt en de bedding niet in staat is de kracht op te nemen, zal de onderdoorgang plaatselijk verzakken. Het eerste scenario is vooral van toepassing voor de open moten en de tweede vooral voor de gesloten moten, de derde kan door de wisselende verkeersbelasting goed bij beide moten voorkomen. Het verweken van de ondergrond onder de onderdoorgang heeft grote gevolgen in vergelijking met het verweken van de naast gelegen grondlagen. 12 Sand Boils: Uittreding van grond en grondwater aan het maaiveld voor een overdruk in de ondergrond. ARCADIS 95

96

97 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 6 Civieltechnische mogelijkheden voor een aardbevingsbestendige onderdoorgang In dit hoofdstuk is gekeken naar de civieltechnische mogelijkheden die er zijn voor een aardbevingsbestendige onderdoorgang. Per paragraaf is er voor de verschillende faalmechanismen een oplossing gezocht. Hierbij is duidelijk onderscheid gemaakt tussen bestaande en nieuw te ontwerpen onderdoorgangen. 6.1 TOENAME VAN MOMENTEN IN BETONCONSTRUCTIE Zoals in het vorige hoofdstuk weergegeven zal een aardbeving resulteren in (tijdelijk) grotere momenten in de betonconstructie van de onderdoorgang. Wanneer deze niet is berekend op de momenten kan dit resulteren in plastische vervormingen en eventueel in het bezwijken van de betonconstructie. Nieuw te ontwerpen constructies In overeenstemming met de NPR zijn er meerdere grenstoestanden bepaald waarmee gerekend kan worden. Hieronder zijn er twee toegelicht. Bij grenstoestand Near Collapse wordt de onderdoorgang zo ontworpen dat de constructie net niet bezwijkt bij het optreden van een ontwerpaardbeving, maar wel dermate plastisch vervormd dat de constructie niet meer bruikbaar is. Een ander grensgeval waarmee gerekend kan worden is Damage Limitation. Hierbij wordt een constructie dusdanig berekend, dat deze zijn constructieve sterkte en stijfheid behoudt na het optreden van een aardbeving. Met welke grenstoestand ontworpen moet worden, is een eis van de opdrachtgever en deze afweging zal per situatie gemaakt moeten worden. Hier wordt binnen dit onderzoek niet verder op ingegaan. Als er gerekend wordt met de berekeningsmethode Damage Limitation, zal de toename van de momenten in de betonconstructie opgenomen worden door extra wapening toe te passen. Uit de alternatieve berekeningsmethode zoals toegepast in hoofdstuk 5.5 komt echter naar voren dat de belastingscombinatie inclusief aardbevingsbelasting niet maatgevend is voor de casestudie. Hierdoor is het toepassen van extra wapening in de casestudie niet benodigd. Voor situaties waarin de belastingscombinatie inclusief aardbevingsbelasting wel maatgevend is kan overwogen worden om uit te gaan van berekeningsmethode Near Collapse. Hierbij mag gerekend worden met de plastische sterkte van wapeningsstaal voor de belastingscombinatie inclusief aardbevingsbelasting. Hierdoor is minder wapening benodigd in vergelijking met Damage Limitation, wel kunnen er blijvende vervormingen optreden. Dit kan resulteren in hoge kosten voor herstelwerkzaamheden. ARCADIS 97

98 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Als gerekend wordt volgens Near Collapse kan er voor gekozen worden om betonstaalsoort B500C toe te passen. Deze wapening is taaier dan B500B, wat resulteert in een hogere plastische sterkte. Hierdoor is minder wapening benodigd om de aardbevingsbelasting op te nemen dan met B500B. Toepassing van B500C bij Damage Limitation is minder interessant, doordat het vermogen tot plastisch vervormen dient te worden voorkomen. Reeds gerealiseerde constructies Voor gerealiseerde constructies kan het noodzakelijk zijn deze te versterken als gevolg van de toenemende krachten werkende op die constructies. Hiervoor zijn de mogelijkheden echter beperkt. Het toepassen van uitwendige wapening (plakwapening) kan hierin een oplossing bieden. Dit is alleen functioneel bij trekkrachten aan de binnenzijde van de constructie, aangezien deze versterking alleen aan de binnenzijde van de constructie kan worden aangebracht. Een andere mogelijkheid is om een damwand in te brengen naast de kerende wanden van de onderdoorgang, deze reduceert de gronddruk op de wanden en zorgt voor stijvere wanden wanneer deze naar buiten verplaatsen. Als er verloren damwanden aanwezig zijn naast de constructie ten behoeve van de bouwfase, kan onderzocht worden in hoeverre deze damwanden een constructieve bijdrage leveren. 98 ARCADIS

99 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 6.2 VERWEKING Uit de berekeningen in hoofdstuk 5.6 blijkt dat de kans dat verweking optreedt groot is. De gevolgen van verweking van de grond naast de wanden is beperkt. Hiervoor worden oplossingen niet noodzakelijk geacht. Verweking van de grond onder de constructie kan leiden tot ongelijkmatige zakkingen of het opdrijven van de constructie. Hiervoor zijn civieltechnische oplossingen wel wenselijk. Verweking is een wateroverspanning die niet kan afstromen. Om verweking te voorkomen is het noodzakelijk wateroverspanning te voorkomen of ervoor te zorgen dat deze wateroverspanning snel kan afstromen. Nieuw te ontwerpen constructies Verweking kan voorkomen worden door de zand- of kleilaag te vervangen voor een grindlaag. Grind bestaat uit grove korrels en heeft grote poriën waardoor verweking niet kan optreden. Hiervoor is het noodzakelijk de afgraving dieper te maken en grind terug te plaatsen. Voor een uitvoeringsmethode waarbij onderwaterbeton wordt gestort, wordt vaak al gebruikgemaakt van een grindbed onder het onderwaterbeton daardoor kan deze gemakkelijk dikker worden uitgevoerd, tot een dikte van bijvoorbeeld 0,5 m. Verweking direct onder de constructie wordt hiermee ondervangen, daar waar de grootste piekgrondversnellingen verwacht worden, zoals weergegeven in het Plaxis-model (Bijlage 18.2). Voor de diepere grondlagen kan ook diepteverdichting worden toegepast. Hierbij worden de diepe grondlagen extra verdicht door met een trilnaald op grote diepte de grond te verdichten. Door verdichting neemt de conusweerstand toe en daarmee de kans op verweking af. Een andere mogelijkheid is om de onderdoorgang te funderen op palen, waarbij de paalpunt in een pleistocene laag staat. Pleistocene grondlagen zullen niet verweken door de voorbelasting van het landijs in de ijstijd. Hierdoor kan de constructie niet opdrijven of ongelijk zetten als gevolg van verweking. Bij paalfundaties zijn er echter wel weer andersoortige faalmechanismen waarmee rekening moet worden gehouden. Reeds gerealiseerde constructies Voor reeds gerealiseerde constructies is het voorkomen van verweking onder de constructie kostbaar. Mogelijke oplossingen zijn het aanbrengen van grindpalen of waterontspanners (Langhorst & Bouwens, 2015). Deze kunnen aangebracht worden naast de kerende wanden en zorgen voor afvoer van het overspannen water. In hoeverre grindpalen bijdragen aan het afnemen van de waterspanning en effect hebben tegen verweking, vraagt verder onderzoek. Grindpalen of waterontspanners kunnen lastig onder een reeds bestaande constructie worden aangebracht. Deze oplossing vraagt daarom verder onderzoek. Een andere mogelijkheid is het toepassen van bodeminjecties. Hierdoor wordt het water tussen de zandkorrels opgevuld met een injectiegel en ontstaat een waterkerende laag welke niet kan verweken. Injecteren onder een bestaande onderdoorgang is echter lastig uitvoerbaar en bovendien kostbaar. ARCADIS 99

100

101 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 7 Aardbevingsbestendigheid van onderdoorgangen met een paalfundatie In dit hoofdstuk is een verwachting uitgesproken over de faalmechanismen waarmee rekening dient te worden gehouden bij een onderdoorgang met een fundatie op palen onder een aardbevingsbelasting. In het hoofdstuk hiervoor, over civieltechnische oplossingen, is een paalfundatie genoemd als mogelijke oplossing. Maar naast de positieve invloeden zijn er faalmechanismen om rekening mee te houden. Wanneer in een aardbevingsgevoelig gebied een onderdoorgang op palen wordt ontworpen, zal rekening moeten worden gehouden met de volgende faalmechanismen. Verschilverplaatsingen In hoofdstuk is te zien dat de ondergrond door een aardbeving een steeds grotere verplaatsing ondergaat naarmate het maaiveld wordt genaderd. Om de belasting op de onderdoorgang te berekenen is een verschilverplaatsing bepaald. De verschilverplaatsing die werkt op de fundatiepalen kan worden afgelezen uit de NERA grafiek (Figuur 40). Deze verplaatsing oefent een horizontale kracht uit op de funderingspalen, zie Figuur 71. In de dimensionering van de palen zal hier rekening mee moeten worden gehouden om het plastisch vervormen of breken te voorkomen. Figuur 71: Horizontale belasting paalfundatie door verschilverplaatsing (Korff & Meijers, 2014). Toename kniklengte Mocht er onder de vloer van de onderdoorgang verweking optreden, dan neemt daardoor de horizontale gronddruk (steun) van de paalfundatie af. Wanneer de onderdoorgang aan een drukkracht is onderhevig kunnen de palen knikken. ARCADIS 101

102 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen De grootste horizontale kracht van de verschilverplaatsing zal niet samenvallen met de verweekte situatie. Voordat de ondergrond verweekt, zijn verschillende belastingscycli nodig, die zoals uit de cijfers blijkt, niet samenvallen met de piekgrondverplaatsing (Normcommissie , 2015) Vermindering in draag- of trekvermogen Wanneer de ondergrond rondom de fundatiepalen verweekt, zal dit het draag- of trekvermogen van de palen beïnvloeden. De palen halen voor een deel het draag- en trekvermogen uit de schacht. Wanneer de horizontale gronddruk verdwijnt, neemt de wrijving af, wat ongewenste zettingen tot gevolg kan hebben. Het is wellicht verstandig de schachtwrijving van de verwekingsgevoelige grondlagen niet of nauwelijks in rekening te brengen. Voor fundatiepalen die op druk worden belast, ligt het niet in de lijn der verwachting dat de ondergrond onder de paalpunt zal verweken. Deze zullen tot in een draagkrachtige grondlaag worden aangebracht, welke door de dichte pakking niet zal verweken. Wanneer de palen tot in de pleistocene grondlaag worden aangebracht in Groningen is de kans op verweken rondom de paalpunt klein door de grote bovenbelasting van het landijs uit de ijstijd. Afname draagkracht Uit dit onderzoek blijkt de draagkracht van de bedding van een fundatie op staal af te nemen door de aardbevingsbelasting, terug te lezen in hoofdstuk Dit kan onder de paalpunt ook optreden, wat mogelijk zettingen tot gevolg kan hebben. Faalmechanismen Gezien de impact van de faalmechanismen kan een paalfundatie een positieve invloed hebben op de geformuleerde faalmechanismen van een fundatie op staal. In de dimensionering van de paalfundatie zal wel rekening moeten worden gehouden met de hierboven genoemde risico s. In welke mate die risico s een belemmering vormen zal uit nader onderzoek moeten blijken. 102 ARCADIS

103 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 8 Conclusie en aanbevelingen 8.1 CONCLUSIE In dit onderzoek staat de volgende vraag centraal: Hoe kan een op staal gefundeerde spoorse onderdoorgang in het aardbevingsgebied van de provincie Groningen worden getoetst op aardbevingsbestendigheid en welke civieltechnische mogelijkheden zijn er om aan de toetsing te voldoen? Deze onderzoeksvraag is gesplitst in drie hoofdonderdelen: toetsen van de spoorse onderdoorgang op aardbevingsbestendigheid, toetsen van de ondergrond op aardbevingsbestendigheid en de civieltechnische oplossingen ten behoeve van de aardbevingsbestendigheid. Toetsing van constructie De toetsing van de constructie op aardbevingsbestendigheid kan op twee manieren worden uitgevoerd: quasi-statisch en dynamisch. De quasi-statische berekening is een vereenvoudiging van de werkelijkheid waarin alleen de krachten als gevolg van een aardbeving worden meegenomen. De afname van de bedding als gevolg van een aardbeving wordt in de quasi-statische berekening niet meegenomen, doordat de bedding is vereenvoudigd tot een lineaire veer. De quasi-statische berekening neemt niet alle effecten van een aardbeving mee en is daardoor onvolledig. In de dynamische berekening is een analyse uitgevoerd met Plaxis en is zowel het omliggende grondlichaam als de constructie gemodelleerd. De grond-constructie interactie wordt hierdoor beter meegenomen in de berekening, wat leidt tot een betrouwbaarder resultaat. Toetsing op verweking Voor verweking zijn de meest toonaangevende berekingsmethoden op dit moment de methode van Robertson en de methode van Idriss & Boulanger. Beide methoden zijn gebaseerd op empirische waarden voortkomend uit tektonische aardbevingen. Tektonische aardbevingen hebben echter meer hevige wisselingen (in vergelijking met geïnduceerde aardbevingen) en daardoor meer opbouw van de wateroverspanning. Beide methoden zijn daardoor erg conservatief. Betere berekeningsmethoden zijn op dit moment echter niet beschikbaar. Civieltechnische oplossingen Voor nieuw te ontwerpen constructies kan extra wapening worden toegepast om de toename van het moment als gevolg van een aardbeving op te kunnen nemen. Een paalfundatie kan de afname van de bedding tegengaan en de risico s van verweking terugdringen. Voor bestaande constructies is het toepassen van plakwapening mogelijk om de extra krachten op de constructie op te nemen. Het tegengaan van verweking is lastig, maar kan mogelijk worden voorkomen door drainage in de vorm van grindkokers, of injectie van de grondlagen. ARCADIS 103

104 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 8.2 AANBEVELINGEN Uit dit onderzoek komen de volgende aanbevelingen naar voren: Voor ondergrondse constructies is het wenselijk te rekenen met een ontwerpaardbeving in plaats van een piekgrondversnelling zoals aangegeven in de NPR Zodat beter rekening wordt gehouden met de gevarieerde grondopbouw in de provincie Groningen. Het is van belang dat hier verder onderzoek naar gedaan wordt en deze wordt opgesteld en/of beschikbaar gesteld. Voor het toetsen van een onderdoorgang op aardbevingsbestendigheid is een quasi-statische berekening te beperkt. Het valt aan te raden een dynamische berekening uit te voeren met eindige elementensoftware zoals Plaxis. Door de gevonden toename in krachten en momenten van de aardbevingsbelasting in de dynamische berekening te combineren met de krachten en momenten van een statische berekening, is het mogelijk de maatgevende belastingscombinatie te bepalen. De gevonden resultaten in het kleiprofiel staan ter discussie. Deze komen in mindere mate overeen met de resultaten uit literatuur. In vervolgonderzoek valt aan te raden te kijken naar de demping, de grondparameters en het numerieke model. Om de gevonden resultaten van dit onderzoek te vergelijken zou het waardevol zijn een analyse in DIANA uit te voeren. Op basis van de nationale bijlage NEN-EN 1990 mag voor de variabele belasting van weg- en spoorverkeer tijdens een aardbeving een ψ van 0 worden toegepast, waardoor de treinbelasting niet hoeft te worden meegenomen. Maar naar verwachting heeft de massa van een trein een grote invloed op de onderdoorgang als die onderhevig is aan een aardbeving. Het valt daarom aan te raden deze factor te her overwegen en bijvoorbeeld de Eurocode hierin te volgen. Het investeren in een verwekingsgevoeligheidsanalyse gebaseerd op de geïnduceerde aardbevingen in Groningen zou kunnen leiden tot een afname van het huidige verwekingsrisico. Of het UBCSANDmodel binnen Plaxis hier mogelijk een oplossing voor kan bieden vraagt vervolgonderzoek. 104 ARCADIS

105 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen 9 Bibliografie Actueel Hoogtebestand Nederland. (2015, maart 9). Viewer. Opgehaald van ahn: Bardet, J., & Tobita, T. (2001). A computer program for Nonlinear Earthquake site Response Analyses of layerd soil deposits. Los Angeles: University of southern California. Bolt, D. (2003). Earthquakes. London: W. H. Freeman. Boulanger, R., & Idriss, I. (2006). Liquefaction Susceptibility Criteria for Silts and Clays. Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering, Brinkgreve, R., Engin, E., & Engin, H. (2010). Validation of empirical formulas to derive model parameters for sand. Delft: Plaxis B.V. Commissie Bodemdaling. (2015, mei 22). Ontstaan. Opgehaald van Commissie Bodemdaling door aardgaswinning in Groningen: DINOloket. (2015, Maart 9). Ondergrondgegevens. Opgehaald van DINOloket: DINOloket. (2015, februari 9). Ondergrondmodellen bekijken en aanvragen. Opgehaald van dinoloket: Donahue, J., Bray, J., & Riemer, M. (2007). The liquefaction susceptibility resistance, ande response of silty and clayey soils. Berkeley: University of California. Dost, B., Caccavale, M., Eck, T. v., & Kraaijpoel, D. (2013). Report on the expected PGV and PGA values for induced earthquakes in the Groningen area. De Bilt: KNMI. dr. H.M.G. Kruse, e. (2013). Effecten geinduceerde aardbevingen op het Gassunienetwerk in Groningen. Deltares. Galavi, V., Petalas, A., & Brinkgreve, R. (2013). Finite Element modelling of Seismic Liquefaction in Soils. Geotechnical Engineering Journal of the SEAGS & AGSSEA, Google. (2015, maart). Street view. Opgehaald van Google Maps: maps.google.com Grunthal, G. (1998). European Macroseismic Scale Luxemburg: European Seismic Commision. Haak, H., & Goutbeek, F. (2005). Boekje aardbevingen. De Bilt: KNMI. Ham, G. v., Groot, M. d., & Ruyt, M. v. (2012). Handreiking Toetsen Voorland Zettingsvloeiing t.b.v. het opstellen van het beheerdersoordeel (BO) in de verlengde derde toetsronde. Delft: Deltares. Idriss, I., & Boulanger, R. (2004). Semi-empirical procedures for evaluating liquefaction potential during earthquakes. Berkeley: University of California. ir. M. Korff, e. (2013). Effecten geinduceerde aardbevingen op kritische infrastructuur Groningen. Deltares. KNMI. (2012, augustus 16). ASCII tabellen Huizinge. De Bilt, Utrecht, Nederland: KNMI. KNMI. (2014, maart 13). Seismologie. Opgehaald van KNMI: Koninklijk Nederlands Meteorologisch Instituut. (2015, mei 22). Nader Verklaard Epicentrum. Opgehaald van Koninklijk Nederlands Meteorologisch Instituut: Korff, M., & Meijers, P. (2014). Verweking, funderingen en grond-constructie interactie bij aardbevingen. Geotechniek, Kramer, L. (1996). Geotechnical Earthquake Engineering. Upper Saddle River: Prentice Hall. ARCADIS 105

106 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Kruse, d. H. (2013). Effecten geinduceerde aardbevingen op het Gasunienetwerk in Groningen. Deltares. Kruse, H., & Hölscher, P. (2010). Schade aan buisleiding door aardbeving. Delft: Deltares. Langhorst, O., & Bouwens, B. (2015). De Waterontspanner. Civiele Techniek, Lincoln, M. (2015, maart 6). New Christchurch Earthquake Photos. Opgehaald van nz raw: Lubking, P., & Berg, P. v. (1997). Soft Soil-correlatiesstudies. Delft: Grondmechanica Delft. Madsen, E., & Stewart, D. (2007). Gaswinst. Amsterdam: Nieuw Amsterdam. McLassus, R. (2015, mei 22). File: Surface waves.jpg. Opgehaald van Wikimedia: Meijers, P. (2014). Effecten aardbevingen op kritische infrastructuur. Delft: Deltares. Meijers, P., Groot, M. d., Lubking, P., & Thijssen, R. (2009, januari). Gedrag van zand onder cyclische belasting. Geotechniek, pp Mulder, A. (2015, Juni 27). Project: Onderdoorgangen Dikkensweg te Wierden. Opgehaald van Mulder civiel projectmanagement bv: Nifterik, G. v. (2014). Groningen wordt bouwkundig aardbevingsbestendig. Maar hoe? Civiele Techniek, Normcommissie (2011). Eurocode: Grondslagen van het constructief ontwerp. Delft: Nederlands Normalisatie-instituut. Normcommissie (2015). Nederlandse Praktijkrichtlijn Delft: Nederlands Normalisatieinstituut. Normcommissie 'Geotechniek'. (2012). NEN C1. Delft: Nederlands Normalisatie-instituut. Normcommissie (2011). NEN Delft: Nederlands Normalisatie-instituut. Obrzud, R. (2011). The Hardening Soil model with small strain stiffness. Lausanne: GeoMod. Pardoel, F. (2015, mei 22). Overzicht geselecteerde velden. Opgehaald van NL Olie- en Gasportaal: Peppergrower. (2009, Febuarie 21). A plot showing simple harmonic motion. Opgehaald van Wikipedia: Plaxis bv. (2015, april 29). Compliant base and free field boundaries: check on input signal. Opgehaald van Plaxis: Robertson, P., & Fear, C. (1996, January 4-5). Soil liquefaction and its evaluation based on SPT and CPT. Salt Lake City, Utah: NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance. Robertson, P., & K. L. Cabal. (2014). Guide to Cone Penetration Testing for Geotechnical Engineering. Signal Hill: Gregg Drilling & Testing, Inc. Schanz, T., Vermeer, P., & Bonnier, P. (1999). The hardening soil model: Formulation and verification. Rotterdam: Balkema. Tempel, J. v. (2006). Design of Support Structures for Offshore Wind Turbines. Delft: FEBO druk B.V. van Sinten, B., van der Sloot, R., van Iersel, H., & de Moor, W. (2011). Van overweg naar onderdoorgang. Cement, Visschedijk, M., Elkadi, A., Costa Ferrer, C., Huber, M., Kolk, B. v., Meijers, P., & Teunissen, H. (2014). Aardbevingsbestendigheid damwanden Eemskanaal. Delft: Deltares. Wang, J. N. (1993). Seismic Design of Tunnels. New York: Parsons Brinckerhoff Quade & Douglas, Inc. Wassing, B., Maljers, D., Westerhoff, R., Bosch, J., & Weerts, H. (2003). Seismisch hazard van geïnduceerde aardbevingen. Utrecht: TNO. Zimmerle, H. (2008). Petroleum Sedimentology. Springer. 106 ARCADIS

107 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 1 Mindmap: aardbevingen en onderdoorgangen ARCADIS

108

109 Aardbevingen Onderdoorgangen Schaal van Mercurius Schaal van Richter Griekenland/ Japan Brazilië/ Chili/ VS Limburg Beton Constructief ontwerp Geotechnisch ontwerp PGA Verweking Dynamische belasting Verplaatsingen Draagvermogen Tektonisch Geïnduceerd Aardbevingsbestendigheid bij onderdoorgangen Gronddruk Pompkelder Funderen op staal Paalfundatie Eigen frequentie 1,2 miljard voor aanpassing bestaande gebouwen/ infrastructuur Veiligheid Spoorse onderdoorgang Groningen NAM Gaswinning Slachtoffers/ inwoners Damwand Onderdoorgangen in Groningen Onderdoorgang wegverkeer Folieconstructie Bovenbouw Asfalt

110

111 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 2 Processchema van het onderzoek ARCADIS

112

113 Processchema beantwoording hoofdvraag Onderdoorgang Eisen Onderzoeksvraag Methode Omschrijving Literatuurstudie Functie Brainstormsessie Bestaand ontwerp Brainstormsessie Brainstormsessie Bestaande eisen Bestaande Decompositie Resultaat Deelvraag 1 Deelvraag 2 Decompositie Brainstormsessie Deelvraag 3 Faalmechanismen Bestaande berekening FMEA Deelvraag 4 Normen en richtlijnen Literatuurstudie FMEA + aardbevingsnormen en richtlijnen Overzicht normen en richtlijnen Toetsing zonder dynamische belasting Casestudie Deelvraag 5 Literatuurstudie Toetsing inclusief dynamische belasting Deelvraag 6 Casestudie Oplossingen Brainstormsessie Literatuurstudie Deelvraag 7 Paalfundatie Brainstormsessie Literatuurstudie Deelvraag 8 Hoofdvraag Analyse deelvragen Conclusie en Discussie

114

115 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 3 Vijf maatgevende sonderingen Groningse ondergrond (dr. H.M.G. Kruse, 2013) ARCADIS

116

117

118

119

120

121

122

123 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 4 Decompositie spoorse onderdoorgang ARCADIS

124

125 Decompositie spoorse onderdoorgang Object Elementen Bouwdelen Onderdoorgang Fundering Vloer Voeg Pompkelder Waterkelder Zandvang Kerende constructie Keermuur Voeg Hoofddraagconstructie Dek Oplegging Pijler Wand Hemelwaterafvoer Goot Kolk

126

127 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 5 Eisendocument onderdoorgang Paterswoldseweg ARCADIS

128

129 Eisendocument onderdoorgang Paterswoldesweg Voor het opstellen van de eisen is als input gebruikgemaakt van contractdocumenten van Prorail. De maaiveldhoogte van de casestudie is bepaald met behulp van het Actueel Hoogtebestand Nederland (Actueel Hoogtebestand Nederland, 2015). De grondwaterstand is bepaald met behulp van sonderingen en peilbuisgegevens uit het DINOloket.(Dinoloket, 2015) Te verklaren afkortingen. ODG: Onderdoorgang Paterswoldseweg B.S.: Bovenkant Spoor N.A.P.: Nieuw Amsterdams Peil Eisen betreffende onderdoorgang Paterswolde te Groningen Geleiden snelverkeer Eis-ID Geleiden snelverkeer Eis-01 ODG dient geschikt te zijn voor het geleiden van snelverkeer. Eis-ID Eis-02 Vrije hoogte snelverkeer ODG dient voor het door het snelverkeer bereden deel voorzien te zijn van een netto hoogte van ten minste 4,60m over de gehele breedte van de weg gerekend vanaf bovenzijde verharding. Eis-ID Eis-03 Vrije breedte snelverkeer ODG dient voor het door het snelverkeer bereden deel voorzien te zijn van een netto breedte van ten minste 8,50m. Eis-ID Eis-04 Overgangsconstructie ODG dient ter plaatse van de overgang snelverkeer van kunstwerk naar aardebaan voorzien te zijn van een overgangsconstructie. Geleiden langzaam verkeer Eis-ID Geleiden langzaam verkeer Eis-05 ODG dient geschikt te zijn voor het geleiden van langzaam verkeer.

130 Eis-ID Eis-06 Vrije hoogte langzaam verkeer ODG dient voor het door het langzaam verkeer bereden deel voorzien te zijn van een netto hoogte van ten minste 2,60m over de gehele breedte van de weg gerekend vanaf bovenzijde verharding. Eis-ID Eis-07 Vrije breedte langzaam verkeer ODG dient voor het door het langzaam verkeer bereden deel aan beide zijden van het snelverkeer voorzien te zijn van een netto breedte van ten minste 3,5 m. Eis-ID Eis-08 Verhoogd langzaam verkeer Langzaam verkeer dient verhoogt plaats te vinden ten opzichte van snelverkeer. Geleiden railverkeer Eis-ID Eis-09 Handhaven alignement ODG dient geschikt te zijn voor het geleiden van dubbelsporig railverkeer, waarbij het bestaande tracé gehandhaafd blijft (B.S m N.A.P.). Eis-ID Eis-10 Spoorconstructie in ballast Spoorconstructie wordt uitgevoerd volgens principe spoor in ballast. Eis-ID Eis-11 Overgangsconstructie ODG dient ter plaatse van de overgang treinverkeer van kunstwerk naar aardebaan voorzien te zijn van een overgangsconstructie. Dragen belastingen Eis-ID Eis-12 Afdragen belastingen ODG dient alle mogelijke belastingen op afdoende wijze aan de natuurlijke ondergrond / bodem af te dragen. Eis-ID Eis-13 Afdragen belastingen ODG dient berekend te zijn op alle belastingen en combinaties conform de ROK, Eurocode en OVS. Eis-ID Eis-14 Afdragen belastingen ODG dient berekend te zijn op een grondwaterstand van +1.00m N.A.P.

131 Eis-ID Eis-15 Grondprofiel Voor de sonderingen dient gebruik gemaakt te worden van de 5 representatieve grondprofielen, te vinden in bijlage A van het rapport effecten geïnduceerde aardbevingen op het gasunienetwerk. Keren grondwater Eis-ID Eis-16 Indringing grondwater ODG dient gevrijwaard te zijn van verstorende effecten door indringing van grondwater. Eis-ID Eis-17 Indringing grondwater ODG dient grondwater te keren tot een hoogte van +1.00m N.A.P. Keren grond Eis-ID Eis-18 Toelichting: Indringing grondwater ODG dient te voorkomen dat grond binnendringt in constructie maaiveld op +1.50m N.A.P.

132

133 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 6 Mindmap faalmechanismen spoorse onderdoorgang ARCADIS

134

135

136

137 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 7 FMEA spoorse onderdoorgang ARCADIS

138

139 Failure Mode Effect Analysis: Spoorse onderdoorgang Regelnummer Elementcode Element Functie Dominante faalwijze Faal oorzaak Oorzaak type 1 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 2 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 3 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 4 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 5 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 6 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 7 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Opdrijven Opdrijven Verzakking Verzakking Verzakking Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Verhoogde waterdruk als gevolg van een hoge grondwaterstand Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Verhoogde waterdruk als gevolg van een hoge grondwaterstand Liquefactie Uitspoeling door neerslag Uitspoeling door uitstroming van water als gevolg van dynamische belasting E = Element M = Menselijk Ex = Extern V = Veroudering Faal gevolg Effect op primaire functie Faal gevolg Effect op VGM Aardbevingsfaalmechanisme Beïnvloed / veroorzaakt door aardbeving Ex Ja Ja Ja Ex Ja Ja Nee Ex Ja Ja Ja Ex Ja Ja Nee Ex Ja Nee Ja Ex Ja Nee Nee Ex Ja Nee Ja 8 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 9 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater Verzakking Verzakking Vergraving door mens of dier M, Ex Ja Nee Nee Onvoldoende draagvermogen van grondslag Ex Ja Nee Nee 10 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 11 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 12 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 13 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 14 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 15 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Oppervlakteschade Lekkage Oppervlakteschade Bezwijken beton constructie Wapeningscorrosie Dynamische belasting Indringing van schadelijke stroffen en menselijke invloeden Scheuren stortnaad Indringing van schadelijke stroffen en menselijke invloeden Wapeningscorrosie V Nee Nee Nee Ex Ja Ja Ja M Nee Nee Nee E Nee Nee Nee E Nee Nee Nee V Nee Nee Nee

140 Failure Mode Effect Analysis: Spoorse onderdoorgang Regelnummer Elementcode Element Functie Dominante faalwijze Faal oorzaak Oorzaak type 16 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 17 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 18 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 19 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 20 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 21 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 22 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 23 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 24 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 25 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 26 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 27 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 28 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 29 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 30 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 31 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Zand instroom in waterberging Verzakking Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Opdrijven Opdrijven Lekkage Lekkage Bezwijken beton constructie Oppervlakteschade Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Lekkage Dynamische belasting Te laat ledigen zandvang Liquefactie Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Verhoogde waterdruk als gevolg van een hoge grondwaterstand Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Verhoogde waterdruk als gevolg van een hoge grondwaterstand Scheuren stortnaad Scheuren voeg Wapeningscorrosie Aanrijding, menselijke invloeden Liquefactie Vergraving door mens of dier Overbelasting grondlichaam Dynamische belasting Scheuren stortnaad E = Element M = Menselijk Ex = Extern V = Veroudering Faal gevolg Effect op primaire functie Faal gevolg Effect op VGM Aardbevingsfaalmechanisme Beïnvloed / veroorzaakt door aardbeving Ex Ja Ja Ja M Nee Nee Nee Ex Ja Nee Ja Ex Ja Ja Ja Ex Ja Ja Nee Ex Ja Ja Ja Ex Ja Ja Nee E Nee Nee Nee E Nee Nee Ja V Nee Nee Nee M Nee Nee Nee Ex Ja Ja Ja M, Ex Ja Ja Nee M Ja Ja Nee Ex Ja Ja Ja E Nee Nee Nee 32 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Lekkage Scheuren voeg E Nee Nee Ja

141 Failure Mode Effect Analysis: Spoorse onderdoorgang Regelnummer Elementcode Element Functie Dominante faalwijze Faal oorzaak Oorzaak type 33 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Wapeningscorrosie E = Element M = Menselijk Ex = Extern V = Veroudering Faal gevolg Effect op primaire functie Faal gevolg Effect op VGM Aardbevingsfaalmechanisme Beïnvloed / veroorzaakt door aardbeving V Nee Nee Nee 34 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Oppervlakteschade Aanrijding, brand, explosie en andere menselijke invloeden M Nee Nee Nee 35 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Vergraving door mens of dier M, Ex Ja Ja Nee 36 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Overbelasting dek M Ja Ja Nee 37 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Dynamische belasting Ex Ja Ja Ja 38 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Liquefactie Ex Ja Ja Ja 39 E5 Hemelwaterafvoer Afvoeren van water Verstopping goot Vervuiling M, Ex Ja Nee Nee 40 E5 Hemelwaterafvoer Afvoeren van water Verstopping kolk Vervuiling M, Ex Ja Nee Nee

142

143 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 8 Overzicht normen en richtlijnen spoorse onderdoorgang ARCADIS

144

145

146

147 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 9 Normen en richtlijnen per faalmechanisme spoorse onderdoorgang ARCADIS

148

149 Failure Mode Effect Analysis: Spoorse onderdoorgang Regelnummer Elementcode Element Functie Dominante faalwijze Faal oorzaak Aardbevingsfaalmechanisme Beïnvloed / veroorzaakt door aardbeving 1 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 2 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 3 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 4 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater Opbarsten Opdrijven Verzakking Verzakking Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Liquefactie Uitspoeling door uitstroming van water als gevolg van dynamische belasting Ja Ja Ja Ja NL NEN NEN EN NPR NEN NEN EN NPR NEN EN NEN EN NPR 10.2 IBC 16, 18 IBC 16, 18 Buitenland IBC 16, 18 ASCE , NEHRP Paper 12 Idriss and Boulanger IBC 16, 18 5 E1 Fundering Dragen belastingen, keren grondwater 6 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 7 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 8 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 9 E2 Pompkelder Keren grond, keren grondwater, afvoeren van water 10 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 11 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Verzakking Opbarsten Opdrijven Lekkage Bezwijken beton constructie Dynamische belasting Dynamische belasting Liquefactie Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Verhoogde waterdruk als gevolg van dynamische belastingen Scheuren voeg Liquefactie Ja Ja Ja Ja Ja Ja Ja NEN EN NEN EN NEN EN NPR NEN EN NEN EN NEN EN NPR NEN EN NEN EN NPR 10.2 NEN NEN EN NPR NEN NEN EN NPR NEN 7030 ROK 10.1, NEN EN NEN EN NPR 10.2 IBC 16, 18, 19 ASCE 7 11, 14.2, 15.6, 19, 20 ACI NEHRP 11, 14.2, 19 IBC 16, 18, 19 ASCE 7 11, 14.2, 15.6, 19, 20 ACI NEHRP 11, 14.2, 19 IBC 16, 18 ASCE , NEHRP Paper 12 Idriss and Boulanger IBC 16, 18 IBC 16, 18 IBC 16, 18 IBC 16, 18 ASCE , NEHRP Paper 12 Idriss and Boulanger

150 Failure Mode Effect Analysis: Spoorse onderdoorgang Regelnummer Elementcode Element Functie Dominante faalwijze Faal oorzaak Aardbevingsfaalmechanisme Beïnvloed / veroorzaakt door aardbeving 12 E3 Kerende constructie Keren grond, keren grondwater 13 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Lekkage Dynamische belasting Scheuren voeg Ja Ja NL NEN EN NEN EN NEN EN NPR NEN 7030 ROK 10.1, Buitenland IBC 16, 18, 19 ASCE 7 11, 14.2, 15.6, 19, 20 ACI NEHRP 11, 14.2, 19 IBC 16, E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater 15 E4 Hoofddraagconstructie Dragen belastingen, keren grond, keren grondwater Bezwijken beton constructie Bezwijken beton constructie Dynamische belasting Liquefactie Ja Ja NEN EN NEN EN NEN EN NPR NEN EN NEN EN NPR 10.2 IBC 16, 18, 19 ASCE 7 11, 14.2, 15.6, 19, 20 ACI NEHRP 11, 14.2, 19 IBC 16, 18 ASCE , NEHRP Paper 12 Idriss and Boulanger

151 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 10 Toetsing verticaal evenwicht ARCADIS

152

153

154

155

156

157 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 11 Berekeningsrapporten SCIA Engineer ARCADIS

158

159 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 11.1 Berekeningsrapport SCIA Engineer monolithische constructie ARCADIS

160

161 1. Knopen Naam Coördinaat X Coördinaat Y Coördinaat Z [m] [m] [m] K2 2,000 0,000 0,000 K3 19,000 0,000 0,000 K9 3,000 0,000 0,000 K10 4,000 0,000 0,000 K11 5,000 0,000 0,000 K12 6,000 0,000 0,000 K13 7,000 0,000 0,000 K14 8,000 0,000 0,000 K15 9,000 0,000 0,000 K16 10,000 0,000 0,000 K17 11,000 0,000 0,000 K18 12,000 0,000 0,000 K19 13,000 0,000 0,000 K20 14,000 0,000 0,000 K21 15,000 0,000 0,000 Naam Coördinaat X Coördinaat Y Coördinaat Z [m] [m] [m] K22 16,000 0,000 0,000 K23 17,000 0,000 0,000 K24 18,000 0,000 0,000 K27 2,000 0,000 1,000 K28 2,000 0,000 2,000 K29 2,000 0,000 3,000 K30 2,000 0,000 4,000 K31 2,000 0,000 5,000 K32 19,000 0,000 1,000 K33 19,000 0,000 2,000 K34 19,000 0,000 3,000 K35 19,000 0,000 4,000 K36 19,000 0,000 5,000 K37 2,000 0,000 5,500 K38 19,000 0,000 5, Staven Naam Doorsnede Laag Lengte Vorm Beginknoop Type [m] Eindknoop EEM-type S8 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K2 Balk (80) K9 standaard S9 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K9 Balk (80) K10 standaard S10 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K10 Balk (80) K11 standaard S11 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K11 Balk (80) K12 standaard S12 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K12 Balk (80) K13 standaard S13 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K13 Balk (80) K14 standaard S14 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K14 Balk (80) K15 standaard S15 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K15 Balk (80) K16 standaard S16 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K16 Balk (80) K17 standaard S17 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K17 Balk (80) K18 standaard S18 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K18 Balk (80) K19 standaard S19 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K19 Balk (80) K20 standaard S20 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K20 Balk (80) K21 standaard S21 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K21 Balk (80) K22 standaard S22 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K22 Balk (80) K23 standaard S23 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K23 Balk (80) K24 standaard S24 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K24 Balk (80) K3 standaard S27 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K2 Kolom (100) K27 standaard S28 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K27 Kolom (100) K28 standaard S29 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K28 Kolom (100) K29 standaard S30 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K29 Kolom (100) K30 standaard S31 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K30 Kolom (100) K31 standaard S32 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K3 Kolom (100) K32 standaard S33 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K32 Kolom (100) K33 standaard S34 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K33 Kolom (100) K34 standaard S35 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K34 Kolom (100) K35 standaard S36 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K35 Kolom (100)

162 Naam Doorsnede Laag Lengte Vorm Beginknoop Type [m] Eindknoop EEM-type K36 standaard S37 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 0,500 Lijn K31 Kolom (100) K37 standaard S38 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 0,500 Lijn K36 Kolom (100) K38 standaard S39 CS3 - Rechthoek (900; 1000) Laag1 17,000 Lijn K37 Balk (80) K38 standaard 3. Knoopondersteuningen Naam Knoop Systeem Type X Y Z Rx Ry Rz Sn3 K2 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn4 K9 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn5 K10 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn6 K11 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn7 K12 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn8 K13 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn9 K14 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn10 K15 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn11 K16 GCS Standaard Vast Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn12 K17 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn13 K18 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn14 K19 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn15 K20 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn16 K21 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn17 K22 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn18 K23 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn19 K24 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn22 K3 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn23 K32 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn24 K33 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn25 K34 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn26 K35 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn27 K36 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn28 K27 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn29 K28 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn30 K29 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn31 K30 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn32 K31 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij 4. Puntlast op knoop Naam Knoop Belastingsgeval Systeem Rich Type Waarde - F [kn] Puntlast2 K37 BG7 - Gronddruk seimisch GCS X Kracht 334,00 Puntlast3 K37 BG8 - Bepalen stijfheid ODG GCS X Kracht 100,00 Puntlast8 K37 BG11 - Spoorbelasting horizontaal GCS X Kracht 84,00 Puntlast9 K38 BG11 - Spoorbelasting horizontaal GCS X Kracht 84,00 Puntlast10 K37 BG12 - David-Jan GCS Z Kracht -340,00 Puntlast11 K38 BG12 - David-Jan GCS Z Kracht -340,00 5. Lijnlast Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast1 S37 Kracht Z -4, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 0, Lengte 0,000 Lijnlast2 S38 Kracht Z 4, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 0, Lengte 0,000 Lijnlast3 S31 Kracht Z -19, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -4, Lengte 0,000 Lijnlast4 S36 Kracht Z 19, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 4, Lengte 0,000 Lijnlast5 S30 Kracht Z -34, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -19, Lengte 0,000 Lijnlast6 S35 Kracht Z 34, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 19, Lengte 0,000 Lijnlast7 S29 Kracht Z -49, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -34, Lengte 0,000 Lijnlast8 S34 Kracht Z 49, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 34, Lengte 0,000 Lijnlast9 S28 Kracht Z -64, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -49, Lengte 0,000

163 Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast10 S33 Kracht Z 64, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 49, Lengte 0,000 Lijnlast11 S27 Kracht Z -79, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -64, Lengte 0,000 Lijnlast12 S32 Kracht Z 79, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 64, Lengte 0,000 Lijnlast19 S8 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast20 S9 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast21 S10 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast22 S11 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast23 S12 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast24 S13 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast25 S14 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast26 S15 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast27 S16 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast28 S17 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast29 S18 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast30 S19 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast31 S20 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast32 S21 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast33 S22 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast34 S23 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast35 S24 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast38 S8 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast39 S9 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast40 S10 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast41 S11 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast42 S21 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast43 S22 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast44 S23 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast45 S24 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast46 S12 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast47 S13 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast48 S14 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast49 S15 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast50 S16 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast51 S17 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast52 S18 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast53 S19 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast54 S20 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000

164 Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast55 S8 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast56 S9 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast57 S10 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast58 S11 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast59 S21 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast60 S22 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast61 S23 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast62 S24 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast63 S39 Kracht Z -30, Rela Vanaf begin 0,000 BG10 - Spoorbelasting verticaal LCS Gelijkmatig Lengte 0, Belastingsgevallen Naam Omschrijving Actie type Lastgroep Richting Duur 'Master' belastingsgeval Spec Belastingtype BG1 Permanent LG1 -Z Eigen gewicht BG2 Seimisch Variabel LG2 Geen Seismische Dynamisch berekening BG3 Gronddruk Permanent LG1 Standaard BG4 Grondwaterdruk Permanent LG1 Standaard BG5 Ophoogzand Permanent LG1 Standaard BG6 Verkeersbelasting Variabel LG2 Kort Geen Standaard Statisch BG7 Gronddruk seimisch Variabel LG2 Onmiddellijk Geen Standaard Statisch BG8 Bepalen stijfheid Variabel LG2 Onmiddellijk Geen ODG Standaard Statisch BG9 Brugdek Variabel LG2 Onmiddellijk Geen Standaard Statisch BG10 Spoorbelasting Variabel LG2 Onmiddellijk Geen verticaal Standaard Statisch BG11 Spoorbelasting Variabel LG2 Onmiddellijk Geen horizontaal Standaard Statisch BG12 David-Jan Variabel LG2 Onmiddellijk Geen Standaard Statisch 7. Niet-lineaire combinaties Naam Type Belastingsgevallen Coëff. [-] UGS - Druk Uiterste Grenstoestand BG1 1,40 BG3 - Gronddruk 1,40 BG5 - Ophoogzand 1,40 BG6 - Verkeersbelasting 1,50 BG9 - Brugdek 1,40 BG10 - Spoorbelasting verticaal 1,65 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 1,65 UGS - Opdrijven Uiterste Grenstoestand BG1 0,90 BG3 - Gronddruk 0,90 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 0,90 BG9 - Brugdek 0,90 BGS - Doorbuiging Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 BG6 - Verkeersbelasting 1,00

165 Naam Type Belastingsgevallen Coëff. [-] BG9 - Brugdek 1,00 BG10 - Spoorbelasting verticaal 1,00 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 1,00 Bepalen stijfheid wand Uiterste Grenstoestand BG8 - Bepalen stijfheid ODG 1,00 Seismisch Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 BG6 - Verkeersbelasting 0,00 BG7 - Gronddruk seimisch 1,00 BG9 - Brugdek 1,00 BG10 - Spoorbelasting verticaal 0,00 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 0,00 BG12 - David-Jan 0,00 UGS - Druk - stijfheid Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,30 BG5 - Ophoogzand 1,30 BG6 - Verkeersbelasting 1,40 BG8 - Bepalen stijfheid ODG 0,00 BG9 - Brugdek 1,30 BG10 - Spoorbelasting verticaal 0,00 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 0,00 UGS - Druk - stijfheid1 Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,30 BG5 - Ophoogzand 1,30 BG6 - Verkeersbelasting 1,40 BG8 - Bepalen stijfheid ODG 1,40 BG9 - Brugdek 1,30 Plaxis Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG12 - David-Jan 0,00 8. Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : UGS - Druk Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S32 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -879,53 0,00-57,18 0,00 790,98 0,00 S16 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -57,18 0,00-21,96 0,00-801,28 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -260,23 0,00-547,41 0, ,46 0,00 S39 CS3 - Rechthoek 17,000 UGS - Druk -176,82 0,00-728,46 0, ,53 0,00 S24 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -57,18 0,00 649,48 0,00 184,53 0,00 S38 CS2 - Rechthoek 0,500 UGS - Druk -728,46 0,00 315,42 0, ,53 0,00 9. Verplaatsing van knopen Niet-lineaire berekening, Extreem : Knoop Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : UGS - Druk Knoop BG Ux Uy Uz [mm] [mm] [mm] K2 UGS - Druk 0,1 0,0-18,6 K3 UGS - Druk 0,0 0,0-24,3 K9 UGS - Druk 0,1 0,0-17,1 K10 UGS - Druk 0,1 0,0-14,9 K11 UGS - Druk 0,1 0,0-12,6 K12 UGS - Druk 0,0 0,0-10,3 K13 UGS - Druk 0,0 0,0-8,2 K14 UGS - Druk 0,0 0,0-6,5 K15 UGS - Druk 0,0 0,0-5,3 K16 UGS - Druk 0,0 0,0-4,6 K17 UGS - Druk 0,0 0,0-4,6 K18 UGS - Druk 0,0 0,0-5,2 K19 UGS - Druk 0,0 0,0-6,4 K20 UGS - Druk 0,0 0,0-8,3 K21 UGS - Druk 0,0 0,0-10,8 K22 UGS - Druk 0,0 0,0-13,8 K23 UGS - Druk 0,0 0,0-17,3 K24 UGS - Druk 0,0 0,0-20,9 K27 UGS - Druk -0,5 0,0-18,6 K28 UGS - Druk -0,1 0,0-18,7 K29 UGS - Druk 0,9 0,0-18,7

166 Knoop BG Ux Uy Uz [mm] [mm] [mm] K30 UGS - Druk 2,7 0,0-18,7 K31 UGS - Druk 5,3 0,0-18,8 K32 UGS - Druk 2,8 0,0-24,4 K33 UGS - Druk 5,1 0,0-24,4 K34 UGS - Druk 6,7 0,0-24,4 K35 UGS - Druk 7,5 0,0-24,4 K36 UGS - Druk 7,3 0,0-24,5 K37 UGS - Druk 6,8 0,0-18,8 K38 UGS - Druk 6,7 0,0-24,5 10. Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Plaxis Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S32 CS2 - Rechthoek 0,000 Plaxis -295,53 0,00-186,82 0,00 580,98 0,00 S39 CS3 - Rechthoek 0,000 Plaxis -35,23 0,00 187,61 0,00-374,43 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 0,000 Plaxis -186,92 0,00-263,90 0,00 581,10 0,00 S24 CS2 - Rechthoek 1,000 Plaxis -186,82 0,00 263,89 0,00 580,98 0,00 S27 CS2 - Rechthoek 0,000 Plaxis -295,52 0,00 186,92 0,00-581,10 0, Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Seismisch Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S32 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -351,41 0,00-51,71 0,00 187,50 0,00 S16 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -51,71 0,00-69,10 0,00-421,43 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -320,98 0,00-217,69 0,00 885,52 0,00 S39 CS3 - Rechthoek 17,000 Seismisch -224,15 0,00-243,50 0,00-856,79 0,00 S27 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -239,64 0,00 320,98 0,00-885,52 0, Verplaatsing van knopen Niet-lineaire berekening, Extreem : Knoop Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Seismisch Knoop BG Ux Uy Uz [mm] [mm] [mm] K2 Seismisch 0,1 0,0-1,7 K3 Seismisch 0,0 0,0-8,8 K9 Seismisch 0,1 0,0-1,9 K10 Seismisch 0,1 0,0-1,7 K11 Seismisch 0,1 0,0-1,1 K12 Seismisch 0,1 0,0-0,2 K13 Seismisch 0,0 0,0 0,6 K14 Seismisch 0,0 0,0 1,5 K15 Seismisch 0,0 0,0 2,1 K16 Seismisch 0,0 0,0 2,5 K17 Seismisch 0,0 0,0 2,6 K18 Seismisch 0,0 0,0 2,3 K19 Seismisch 0,0 0,0 1,6 K20 Seismisch 0,0 0,0 0,5 K21 Seismisch 0,0 0,0-0,9 K22 Seismisch 0,0 0,0-2,6 K23 Seismisch 0,0 0,0-4,6 K24 Seismisch 0,0 0,0-6,7 K27 Seismisch 1,0 0,0-1,7 K28 Seismisch 2,4 0,0-1,7 K29 Seismisch 4,0 0,0-1,7 K30 Seismisch 5,8 0,0-1,7 K31 Seismisch 7,7 0,0-1,7 K32 Seismisch 2,0 0,0-8,9 K33 Seismisch 3,9 0,0-8,9 K34 Seismisch 5,6 0,0-8,9 K35 Seismisch 7,1 0,0-8,9 K36 Seismisch 8,1 0,0-8,9 K37 Seismisch 8,6 0,0-1,7 K38 Seismisch 8,4 0,0-8,9

167 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 11.2 Berekeningsrapport SCIA Engineering opgelegde constructie ARCADIS

168

169 1. Knopen Naam Coördinaat X Coördinaat Y Coördinaat Z [m] [m] [m] K2 2,000 0,000 0,000 K3 19,000 0,000 0,000 K9 3,000 0,000 0,000 K10 4,000 0,000 0,000 K11 5,000 0,000 0,000 K12 6,000 0,000 0,000 K13 7,000 0,000 0,000 K14 8,000 0,000 0,000 K15 9,000 0,000 0,000 K16 10,000 0,000 0,000 K17 11,000 0,000 0,000 K18 12,000 0,000 0,000 K19 13,000 0,000 0,000 K20 14,000 0,000 0,000 K21 15,000 0,000 0,000 Naam Coördinaat X Coördinaat Y Coördinaat Z [m] [m] [m] K22 16,000 0,000 0,000 K23 17,000 0,000 0,000 K24 18,000 0,000 0,000 K27 2,000 0,000 1,000 K28 2,000 0,000 2,000 K29 2,000 0,000 3,000 K30 2,000 0,000 4,000 K31 2,000 0,000 5,000 K32 19,000 0,000 1,000 K33 19,000 0,000 2,000 K34 19,000 0,000 3,000 K35 19,000 0,000 4,000 K36 19,000 0,000 5,000 K37 2,000 0,000 5,500 K38 19,000 0,000 5, Staven Naam Doorsnede Laag Lengte Vorm Beginknoop Type [m] Eindknoop EEM-type S8 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K2 Balk (80) K9 standaard S9 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K9 Balk (80) K10 standaard S10 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K10 Balk (80) K11 standaard S11 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K11 Balk (80) K12 standaard S12 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K12 Balk (80) K13 standaard S13 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K13 Balk (80) K14 standaard S14 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K14 Balk (80) K15 standaard S15 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K15 Balk (80) K16 standaard S16 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K16 Balk (80) K17 standaard S17 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K17 Balk (80) K18 standaard S18 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K18 Balk (80) K19 standaard S19 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K19 Balk (80) K20 standaard S20 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K20 Balk (80) K21 standaard S21 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K21 Balk (80) K22 standaard S22 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K22 Balk (80) K23 standaard S23 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K23 Balk (80) K24 standaard S24 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K24 Balk (80) K3 standaard S27 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K2 Kolom (100) K27 standaard S28 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K27 Kolom (100) K28 standaard S29 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K28 Kolom (100) K29 standaard S30 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K29 Kolom (100) K30 standaard S31 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K30 Kolom (100) K31 standaard S32 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K3 Kolom (100) K32 standaard S33 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K32 Kolom (100) K33 standaard S34 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K33 Kolom (100) K34 standaard S35 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K34 Kolom (100) K35 standaard S36 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 1,000 Lijn K35 Kolom (100)

170 Naam Doorsnede Laag Lengte Vorm Beginknoop Type [m] Eindknoop EEM-type K36 standaard S37 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 0,500 Lijn K31 Kolom (100) K37 standaard S38 CS2 - Rechthoek (800; 1000) Laag1 0,500 Lijn K36 Kolom (100) K38 standaard 3. Knoopondersteuningen Naam Knoop Systeem Type X Y Z Rx Ry Rz Sn3 K2 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn4 K9 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn5 K10 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn6 K11 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn7 K12 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn8 K13 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn9 K14 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn10 K15 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn11 K16 GCS Standaard Vast Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn12 K17 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn13 K18 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn14 K19 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn15 K20 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn16 K21 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn17 K22 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn18 K23 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn19 K24 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn22 K3 GCS Standaard Vrij Vast Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn23 K32 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn24 K33 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn25 K34 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn26 K35 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn27 K36 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn28 K27 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn29 K28 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn30 K29 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn31 K30 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn32 K31 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij 4. Belastingsgevallen Naam Omschrijving Actie type Lastgroep Richting Duur 'Master' belastingsgeval Spec Belastingtype BG1 Permanent LG1 -Z Eigen gewicht BG2 Seimisch Variabel LG2 Geen Seismische Dynamisch berekening BG3 Gronddruk Permanent LG1 Standaard BG4 Grondwaterdruk Permanent LG1 Standaard BG5 Ophoogzand Permanent LG1 Standaard BG6 Verkeersbelasting Variabel LG2 Kort Geen Standaard Statisch BG7 Gronddruk seimisch Variabel LG2 Onmiddellijk Geen Standaard Statisch BG8 Bepalen stijfheid Variabel LG2 Onmiddellijk Geen ODG Standaard Statisch BG9 Brugdek Variabel LG2 Onmiddellijk Geen Standaard Statisch BG10 Spoorbelasting Variabel LG2 Onmiddellijk Geen verticaal Standaard Statisch BG11 Spoorbelasting Variabel LG2 Onmiddellijk Geen horizontaal Standaard Statisch 5. Niet-lineaire combinaties Naam Type Belastingsgevallen Coëff. [-] UGS - Druk Uiterste Grenstoestand BG1 1,40

171 Naam Type Belastingsgevallen Coëff. [-] BG3 - Gronddruk 1,40 BG5 - Ophoogzand 1,40 BG6 - Verkeersbelasting 1,50 BG9 - Brugdek 1,40 BG10 - Spoorbelasting verticaal 1,65 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 1,65 UGS - Opdrijven Uiterste Grenstoestand BG1 0,90 BG3 - Gronddruk 0,90 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 0,90 BG9 - Brugdek 0,90 BGS - Doorbuiging Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 BG6 - Verkeersbelasting 1,00 BG9 - Brugdek 1,00 BG10 - Spoorbelasting verticaal 1,00 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 1,00 Seismisch Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 BG6 - Verkeersbelasting 0,00 BG7 - Gronddruk seimisch 1,00 BG9 - Brugdek 1,00 BG10 - Spoorbelasting verticaal 0,00 BG11 - Spoorbelasting horizontaal 0,00 Bepalen stijfheid Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,30 BG5 - Ophoogzand 1,30 BG8 - Bepalen stijfheid ODG 1,00 BG9 - Brugdek 0,00 Bepalen stijfheid1 Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,30 BG5 - Ophoogzand 1,30 BG8 - Bepalen stijfheid ODG 1,00 BG9 - Brugdek 1,00 Plaxis Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 0,00 BG9 - Brugdek 1,00 6. Puntlast op knoop Naam Knoop Belastingsgeval Systeem Rich Type Waarde - F [kn] Puntlast2 K37 BG7 - Gronddruk seimisch GCS X Kracht 71,30 Puntlast3 K37 BG8 - Bepalen stijfheid ODG GCS X Kracht 100,00 Puntlast4 K37 BG9 - Brugdek GCS Z Kracht -315,00 Puntlast5 K38 BG9 - Brugdek GCS Z Kracht -315,00 Puntlast6 K37 BG10 - Spoorbelasting verticaal GCS Z Kracht -248,00 Puntlast7 K38 BG10 - Spoorbelasting verticaal GCS Z Kracht -248,00 Puntlast8 K37 BG11 - Spoorbelasting horizontaal GCS X Kracht 84,00 Puntlast9 K38 BG11 - Spoorbelasting horizontaal GCS X Kracht 84,00 7. Lijnlast Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast1 S37 Kracht Z -4, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 0, Lengte 0,000 Lijnlast2 S38 Kracht Z 4, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 0, Lengte 0,000 Lijnlast3 S31 Kracht Z -19, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -4, Lengte 0,000 Lijnlast4 S36 Kracht Z 19, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 4, Lengte 0,000 Lijnlast5 S30 Kracht Z -34, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -19, Lengte 0,000 Lijnlast6 S35 Kracht Z 34, Rela Vanaf begin 0,000

172 Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] BG3 - Gronddruk LCS Trapez 19, Lengte 0,000 Lijnlast7 S29 Kracht Z -49, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -34, Lengte 0,000 Lijnlast8 S34 Kracht Z 49, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 34, Lengte 0,000 Lijnlast9 S28 Kracht Z -64, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -49, Lengte 0,000 Lijnlast10 S33 Kracht Z 64, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 49, Lengte 0,000 Lijnlast11 S27 Kracht Z -79, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -64, Lengte 0,000 Lijnlast12 S32 Kracht Z 79, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 64, Lengte 0,000 Lijnlast19 S8 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast20 S9 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast21 S10 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast22 S11 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast23 S12 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast24 S13 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast25 S14 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast26 S15 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast27 S16 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast28 S17 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast29 S18 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast30 S19 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast31 S20 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast32 S21 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast33 S22 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast34 S23 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast35 S24 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast38 S8 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast39 S9 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast40 S10 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast41 S11 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast42 S21 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast43 S22 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast44 S23 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast45 S24 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast46 S12 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast47 S13 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast48 S14 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast49 S15 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast50 S16 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast51 S17 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000

173 Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast52 S18 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast53 S19 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast54 S20 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast55 S8 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast56 S9 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast57 S10 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast58 S11 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast59 S21 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast60 S22 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast61 S23 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast62 S24 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0, Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : UGS - Druk Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S27 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -1001,27 0,00 461,75 0, ,01 0,00 S16 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -271,89 0,00-48,44 0, ,71 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -461,75 0,00-687,06 0, ,01 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 1,000 UGS - Druk -461,75 0,00-773,13 0,00 632,91 0,00 S24 CS2 - Rechthoek 0,000 UGS - Druk -271,89 0,00 683,27 0,00-530,86 0,00 9. Vervormingen van staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : UGS - Druk Staaf dx BG ux uy uz fix fiy fiz Resultante [m] [mm] [mm] [mm] [mrad] [mrad] [mrad] [mm] S38 0,500 UGS - Druk -17,7 0,0-18,6 0,0 3,6 0,0 25,7 S8 0,000 UGS - Druk 0,1 0,0-13,7 0,0-1,4 0,0 13,7 S37 0,500 UGS - Druk -13,8 0,0 3,1 0,0-0,3 0,0 14,1 S10 0,231 UGS - Druk 0,1 0,0-9,7 0,0-1,9 0,0 9,7 10. Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Plaxis Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S27 CS2 - Rechthoek 0,000 Plaxis -422,91 0,00 243,59 0,00-470,77 0,00 S16 CS2 - Rechthoek 0,000 Plaxis -243,52 0,00-14,45 0,00-694,40 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 0,000 Plaxis -243,59 0,00-336,58 0,00 470,77 0,00 S24 CS2 - Rechthoek 1,000 Plaxis -243,52 0,00 336,57 0,00 470,62 0,00 S16 CS2 - Rechthoek 0,500 Plaxis -243,52 0,00-0,01 0,00-698,02 0, Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Seismisch Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S27 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -422,91 0,00 286,91 0,00-776,75 0,00 S16 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -238,07 0,00-33,91 0,00-572,21 0,00

174 Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S8 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -286,91 0,00-329,70 0,00 776,75 0,00 S8 CS2 - Rechthoek 1,000 Seismisch -286,91 0,00-337,32 0,00 443,23 0,00 S24 CS2 - Rechthoek 0,000 Seismisch -238,07 0,00 314,42 0,00 143,73 0, Vervormingen van staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Seismisch Staaf dx BG ux uy uz fix fiy fiz Resultante [m] [mm] [mm] [mm] [mrad] [mrad] [mrad] [mm] S38 0,500 Seismisch -5,1 0,0-4,0 0,0 0,7 0,0 6,5 S8 0,000 Seismisch 0,0 0,0-4,1 0,0-0,5 0,0 4,1 S24 1,000 Seismisch 0,0 0,0-5,0 0,0 0,9 0,0 5,0 S16 0,615 Seismisch 0,0 0,0 1,2 0,0 0,0 0,0 1,2 S10 0,846 Seismisch 0,0 0,0-2,0 0,0-0,8 0,0 2,0 S23 0,385 Seismisch 0,0 0,0-3,4 0,0 1,1 0,0 3,4

175 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 11.3 Berekeningsrapport SCIA Engineer open bakconstructie ARCADIS

176

177 1. Staven Naam Doorsnede Laag Lengte Vorm Beginknoop Type [m] Eindknoop EEM-type S6 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K7 Balk (80) K8 standaard S7 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K8 Balk (80) K2 standaard S8 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K2 Balk (80) K9 standaard S9 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K9 Balk (80) K10 standaard S10 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K10 Balk (80) K11 standaard S11 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K11 Balk (80) K12 standaard S12 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K12 Balk (80) K13 standaard S13 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K13 Balk (80) K14 standaard S14 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K14 Balk (80) K15 standaard S15 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K15 Balk (80) K16 standaard S16 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K16 Balk (80) K17 standaard S17 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K17 Balk (80) K18 standaard S18 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K18 Balk (80) K19 standaard S19 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K19 Balk (80) K20 standaard S20 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K20 Balk (80) K21 standaard S21 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K21 Balk (80) K22 standaard S22 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K22 Balk (80) K23 standaard S23 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K23 Balk (80) K24 standaard S24 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K24 Balk (80) K3 standaard S25 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K3 Balk (80) K25 standaard S26 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K25 Balk (80) K26 standaard S27 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K2 Kolom (100) K27 standaard S28 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K27 Kolom (100) K28 standaard S29 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K28 Kolom (100) K29 standaard S30 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K29 Kolom (100) K30 standaard S31 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K30 Kolom (100) K31 standaard S32 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K3 Kolom (100) K32 standaard S33 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K32 Kolom (100) K33 standaard S34 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K33 Kolom (100) K34 standaard S35 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K34 Kolom (100) K35 standaard S36 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 1,000 Lijn K35 Kolom (100) K36 standaard S37 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 0,500 Lijn K31 Kolom (100) K37 standaard S38 CS1 - Rechthoek (600; 1000) Laag1 0,500 Lijn K36 Kolom (100) K38 standaard 2. Knoopondersteuningen Naam Knoop Systeem Type X Y Z Rx Ry Rz Sn1 K7 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn2 K8 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn3 K2 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij

178 Naam Knoop Systeem Type X Y Z Rx Ry Rz Sn4 K9 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn5 K10 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn6 K11 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn7 K12 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn8 K13 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn9 K14 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn10 K15 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn11 K16 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn12 K17 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn13 K18 GCS Standaard Vast Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn14 K19 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn15 K20 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn16 K21 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn17 K22 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn18 K23 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn19 K24 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn20 K25 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn21 K26 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn22 K3 GCS Standaard Vrij Vrij Enkel flexibele druk Vrij Vrij Vrij Sn23 K32 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn24 K33 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn25 K34 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn26 K35 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn27 K36 GCS Standaard Enkel flexibele trek Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn28 K27 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn29 K28 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn30 K29 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn31 K30 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij Sn32 K31 GCS Standaard Enkel flexibele druk Vast Vrij Vrij Vrij Vrij 3. Puntlast op knoop Naam Knoop Belastingsgeval Systeem Rich Type Waarde - F [kn] Puntlast2 K37 BG7 - Gronddruk seimisch GCS X Kracht 72,00 Puntlast3 K37 BG8 - Bepalen stijfheid ODG GCS X Kracht 100,00 4. Lijnlast Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast1 S37 Kracht Z -4, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 0, Lengte 0,000 Lijnlast2 S38 Kracht Z 4, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 0, Lengte 0,000 Lijnlast3 S31 Kracht Z -19, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -4, Lengte 0,000 Lijnlast4 S36 Kracht Z 19, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 4, Lengte 0,000 Lijnlast5 S30 Kracht Z -34, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -19, Lengte 0,000 Lijnlast6 S35 Kracht Z 34, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 19, Lengte 0,000 Lijnlast7 S29 Kracht Z -49, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -34, Lengte 0,000 Lijnlast8 S34 Kracht Z 49, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 34, Lengte 0,000 Lijnlast9 S28 Kracht Z -64, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -49, Lengte 0,000 Lijnlast10 S33 Kracht Z 64, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 49, Lengte 0,000 Lijnlast11 S27 Kracht Z -79, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez -64, Lengte 0,000 Lijnlast12 S32 Kracht Z 79, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Trapez 64, Lengte 0,000 Lijnlast13 S6 Kracht Z -109, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast14 S7 Kracht Z -109, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast15 S25 Kracht Z -109, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast16 S26 Kracht Z -109, Rela Vanaf begin 0,000 BG3 - Gronddruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast17 S6 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000

179 Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast18 S7 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast19 S8 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast20 S9 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast21 S10 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast22 S11 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast23 S12 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast24 S13 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast25 S14 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast26 S15 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast27 S16 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast28 S17 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast29 S18 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast30 S19 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast31 S20 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast32 S21 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast33 S22 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast34 S23 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast35 S24 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast36 S25 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast37 S26 Kracht Z 48, Rela Vanaf begin 0,000 BG4 - Grondwaterdruk LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast38 S8 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast39 S9 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast40 S10 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast41 S11 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast42 S21 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast43 S22 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast44 S23 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast45 S24 Kracht Z -36, Rela Vanaf begin 0,000 BG5 - Ophoogzand LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast46 S12 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast47 S13 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast48 S14 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast49 S15 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast50 S16 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast51 S17 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast52 S18 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast53 S19 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast54 S20 Kracht Z -9, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000

180 Naam Staaf Type Rich Waarde - P 1 Pos x 1 Coör Oors Exc ey [kn/m] [m] Belastingsgeval Systeem Verdeling Waarde - P 2 Pos x 2 Loc Exc ez [kn/m] [m] Lijnlast55 S8 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast56 S9 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast57 S10 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast58 S11 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast59 S21 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast60 S22 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast61 S23 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0,000 Lijnlast62 S24 Kracht Z -5, Rela Vanaf begin 0,000 BG6 - Verkeersbelasting LCS Gelijkmatig Lengte 0, Belastingsgevallen Naam Omschrijving Actie type Lastgroep Richting Duur 'Master' belastingsgeval Spec Belastingtype BG1 Permanent LG1 -Z Eigen gewicht BG2 Seimisch Variabel LG2 Geen Seismische Dynamisch berekening BG3 Gronddruk Permanent LG1 Standaard BG4 Grondwaterdruk Permanent LG1 Standaard BG5 Ophoogzand Permanent LG1 Standaard BG6 Verkeersbelasting Variabel LG2 Kort Geen Standaard Statisch BG7 Gronddruk seimisch Variabel LG2 Onmiddellijk Geen Standaard Statisch BG8 Bepalen stijfheid Variabel LG2 Onmiddellijk Geen ODG Standaard Statisch 6. Niet-lineaire combinaties Naam Type Belastingsgevallen Coëff. [-] UGS - Druk Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,30 BG4 - Grondwaterdruk 0,90 BG5 - Ophoogzand 1,30 BG6 - Verkeersbelasting 1,50 UGS - Opdrijven Uiterste Grenstoestand BG1 0,90 BG3 - Gronddruk 0,90 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 0,90 BGS - Doorbuiging Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 BG6 - Verkeersbelasting 1,00 Seismisch Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 BG6 - Verkeersbelasting 0,00 BG7 - Gronddruk seimisch 1,00 Bepalen stijfheid Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,30 BG4 - Grondwaterdruk 1,30 BG5 - Ophoogzand 1,30 Bepalen stijfheid1 Uiterste Grenstoestand BG1 1,30 BG3 - Gronddruk 1,30 BG4 - Grondwaterdruk 1,30 BG5 - Ophoogzand 1,30 BG8 - Bepalen stijfheid ODG 1,00

181 Naam Type Belastingsgevallen Coëff. [-] plaxis Uiterste Grenstoestand BG1 1,00 BG3 - Gronddruk 1,00 BG4 - Grondwaterdruk 1,00 BG5 - Ophoogzand 1,00 7. Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : UGS - Opdrijven Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S18 CS1 - Rechthoek 0,000 UGS - Opdrijven -236,57 0,00 52,91 0,00-567,04 0,00 S6 CS1 - Rechthoek 0,000 UGS - Opdrijven 0,00 0,00 26,57 0,00 0,00 0,00 S32 CS1 - Rechthoek 0,000 UGS - Opdrijven -72,84 0,00-236,57 0,00 473,24 0,00 S27 CS1 - Rechthoek 0,000 UGS - Opdrijven -72,84 0,00 236,33 0,00-472,73 0,00 S16 CS1 - Rechthoek 0,500 UGS - Opdrijven -236,33 0,00 0,02 0,00-606,74 0,00 8. Vervormingen van staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : UGS - Opdrijven Staaf dx BG ux uy uz fix fiy fiz Resultante [m] [mm] [mm] [mm] [mrad] [mrad] [mrad] [mm] S24 1,000 UGS - Opdrijven 0,0 0,0 1,5 0,0 1,7 0,0 1,5 S32 0,000 UGS - Opdrijven 1,5 0,0 0,0 0,0 1,7 0,0 1,5 S6 0,000 UGS - Opdrijven 0,1 0,0-2,0 0,0-1,8 0,0 2,0 S38 0,500 UGS - Opdrijven 1,5 0,0-6,7 0,0 1,1 0,0 6,9 S16 0,500 UGS - Opdrijven 0,0 0,0 14,8 0,0 0,0 0,0 14,8 S10 0,462 UGS - Opdrijven 0,0 0,0 6,5 0,0-2,2 0,0 6,5 S22 0,538 UGS - Opdrijven 0,0 0,0 6,5 0,0 2,2 0,0 6,5 9. Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : plaxis Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S18 CS1 - Rechthoek 0,000 plaxis -237,80 0,00 50,70 0,00-469,86 0,00 S6 CS1 - Rechthoek 0,000 plaxis 0,00 0,00 44,89 0,00 0,00 0,00 S32 CS1 - Rechthoek 0,000 plaxis -80,93 0,00-237,80 0,00 451,41 0,00 S27 CS1 - Rechthoek 0,000 plaxis -80,93 0,00 237,56 0,00-450,90 0,00 S16 CS1 - Rechthoek 0,500 plaxis -237,56 0,00 0,03 0,00-507,90 0, Interne krachten in staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal, Systeem : Hoofd Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Seismisch Staaf css dx BG N Vy Vz Mx My Mz [m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S8 CS1 - Rechthoek 0,000 Seismisch -283,13 0,00-175,64 0,00 677,21 0,00 S6 CS1 - Rechthoek 0,000 Seismisch 0,00 0,00 19,28 0,00 0,00 0,00 S32 CS1 - Rechthoek 0,000 Seismisch -80,93 0,00-226,48 0,00 417,79 0,00 S27 CS1 - Rechthoek 0,000 Seismisch -80,93 0,00 283,13 0,00-770,56 0, Vervormingen van staaf Niet-lineaire berekening, Extreem : Globaal Selectie : Alle Niet-lineaire combinaties : Seismisch Staaf dx BG ux uy uz fix fiy fiz Resultante [m] [mm] [mm] [mm] [mrad] [mrad] [mrad] [mm] S38 0,500 Seismisch -1,7 0,0-1,9 0,0 0,3 0,0 2,6 S6 0,000 Seismisch 0,1 0,0-1,5 0,0-0,1 0,0 1,5 S37 0,500 Seismisch -1,4 0,0-5,7 0,0 1,4 0,0 5,9 S16 0,923 Seismisch 0,0 0,0 5,8 0,0 0,0 0,0 5,8 S11 1,000 Seismisch 0,0 0,0 2,0 0,0-1,2 0,0 2,0

182

183 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 12 Zettingsberekening ARCADIS

184

185 Zettingsberekening - Overzicht resultaten Input S12E00029 S07D00034 S07H00011 S07H d 1 1 m 1 m 1 m 1 m γ 1 17 kn/m3 15 kn/m3 15 kn/m3 15 kn/m3 d 2 5 m 5 m 5 m 5 m γ 2 19 kn/m3 15 kn/m3 15 kn/m3 15 kn/m3 d 3 4 m 2 m 2 m 2 m γ 3 19 kn/m3 15 kn/m3 12 kn/m3 19 kn/m3 γ w 10 kn/m3 10 kn/m3 10 kn/m3 10 kn/m3 a 9 m 9 m 9 m 9 m C pj C sj d j 2 m 2 m 2 m 2 m P fund 106 kpa 106 kpa 106 kpa 106 kpa z 1 2 m 1 m 1 m 1 m Resultaten S12E00029 S07D00034 S07H00011 S07H00011 C pj 0.7 cm 9.7 cm 10.5 cm 0.8 cm C sj 0.0 cm 3.5 cm 9.0 cm 0.0 cm C tot 0.7 cm 13.3 cm 19.5 cm 0.8 cm 1 = Inclusief grondverbetering Een voorbeeld berekening van de zetting is weergegeven op de volgende pagina

186

187 Zettingsberekening ODG Paterswoldseweg Op basis van NEN-EN-9997 Op basis van sondering S12E00029, zandprofiel Input d m γ 1 17 kn m 3 d 2 5.0m γ 2 19 kn m 3 d 3 4m γ 3 19 kn m 3 γ w 10 kn m 3 a 9.1m Dikte bovenste laag Soortelijk gewicht bovenste laag Dikte 2e laag Soortelijk gewicht 2e laag Dikte 3e laag Soortelijk gewicht 3e laag Soortelijk gewicht (grond)water Halve breedte fundering C pj 200 Primaire samendrukkingsconstante obv tabel 2-b NEN-EN 9997 C sj Secundaire samendrukkingsconstante obv tab 2-b NEN-EN 9997 d j 4m P fund 106 kpa Dikte van samendrukbare laag Funderingsdruk op basis van berekening tbv verticaal evenwicht t Tijdsduur van zettingsberekening (= dagen voor t = ) t 0 1 z 1 2m Tussenstappen σ v0 d 1 γ 1 d 2 γ d 3 γ 3 σ v0.eff σ v0 d d 3 γ w p gem.d P fund d 1 γ 1 d 2 γ 2 α 1 atan a z 1 α 2 α 1 p gem.d Δσ v.eff π Tijdeenheid (= 1 dag) Midden van samendrukbare laag α 1 α 2 sin α 1 cos α 1 sin α 2 Berekenen grondspanning Berekenen korrelspanning Berekenen spanningstoename cos α 2

188 Primaire zetting 1 S 1 d C j ln pj S mm σ v0.eff Δσ v.eff σ v0.eff Secundaire zetting 1 S 2 d C j log sj S 2 0mm t t 0 ln σ v0.eff Δσ v.eff σ v0.eff Eindzetting S tot S 1 S 2 S tot mm

189 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 13 Toetsing betondoorsneden ARCADIS

190

191 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 13.1 Toetsing betondoorsnede monolithische constructie ARCADIS

192

193 Toetsing betondoorsnede monolithische constructie Input b 1000mm h 800mm M 1790 kn m f 435 N mm 2 dekking 50mm ϕ beugel 8mm ϕ hoofdwapening 25mm Tussenstappen d beton h dekking ϕ beugel d beton 729.5mm 0.5 ϕ hoofdwapening Resultaat A hoofdwapening M 0.9d beton f A hoofdwapening mm 2

194 .

195 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 13.2 Toetsing betondoorsnede opgelegde constructie ARCADIS

196

197 Toetsing betondoorsnede opgelegde constructie Input b 1000mm h 800mm M 1363 kn m f 435 N mm 2 dekking 50mm ϕ beugel 8mm ϕ hoofdwapening 25mm Tussenstappen d beton h dekking ϕ beugel d beton 729.5mm 0.5 ϕ hoofdwapening Resultaat A hoofdwapening M 0.9d beton f A hoofdwapening mm 2

198 .

199 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 13.3 Toetsing betondoorsnede open bakconstructie ARCADIS

200

201 Toetsing betondoorsnede open bakconstructie Input b 1000mm h 600mm M 607 kn m N f 435 mm 2 dekking 50mm ϕ beugel 8mm ϕ hoofdwapening 25mm Tussenstappen d beton h dekking ϕ beugel 0.5 ϕ hoofdwapening d beton mm Resultaat A hoofdwapening M 0.9d beton f A hoofdwapening mm 2

202 .

203 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 14 Aardbevingssignaal te Huizinge ARCADIS

204

205 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 14.1 Aardbevingssignaal te Huizinge (2015, KNMI) ARCADIS

206

207 Versnelling (m/s2) A grst.e GARST EAST t 1 Tijd (s) Versnelling (m/s2) A grst.n GARST NORTH t 1 Versnelling (m/s2) A grst.z Tijd (s) GARST HEIGTH t 1 Tijd (s)

208 Versnelling (m/s2) A hks.e HKS EAST t 1 Tijd (s) Versnelling (m/s2) A hks.n HKS NORTH t 1 Versnelling (m/s2) A hks.z Tijd (s) HKS HEIGTH t 1 Tijd (s)

209 Versnelling (m/s2) A knt.e KANT EAST t 1 Tijd (s) Versnelling (m/s2) A knt.n KANT NORTH t 1 Versnelling (m/s2) A knt.z Tijd (s) KANT HEIGTH t 1 Tijd (s)

210 Versnelling (m/s2) A mid.e MID1 EAST t 1 Versnelling (m/s2) A mid.n Tijd (s) MID1 NORTH t 1 Versnelling (m/s2) A mid.z Tijd (s) MID1 HEIGTH t 1 Tijd (s)

211 Versnelling (m/s2) A std.e STDM EAST t 1 Tijd (s) Versnelling (m/s2) A std.n STDM NORTH t 1 Versnelling (m/s2) A std.z Tijd (s) STDM HEIGTH t 1 Tijd (s)

212 Versnelling (m/s2) A win.e WINN EAST t 1 Tijd (s) Versnelling (m/s2) A win.n WINN NORTH Versnelling (m/s2) A win.z t 1 Tijd (s) WINN HEIGTH t 1 Tijd (s)

213 Versnelling (m/s2) A wse.e WSE EAST t 1 Tijd (s) Versnelling (m/s2) A wse.n WSE NORTH Versnelling (m/s2) A wse.z t 1 Tijd (s) WSE HEIGTH t 1 Tijd (s)

214

215 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 14.2 Aardbeving meetstations en hun ondergrond ARCADIS

216

217 Meetstations Beschrijving ondergrond (hoogte in m ten opzichte van N.A.P.) WSE De eerste 2-3 m bestaat uit klei, vanaf -3 m tot -12 m wordt de klei zandig. Op -12 m tot -17 m zit een zandlaag met mogelijk wat grind op -16 m, vanaf -17 m begint de eerste kleiige eenheid van Peelo tot en met -36 m, daaronder ligt de tweede zandige eenheid van Peelo tot -45 m, waarna het overgaat in de eerste zandige eenheid van de formatie van Appelscha. MID1 De eerste aantal meters bestaan uit siltige klei lagen, die over gaan in siltige zand lagen. Op -10 m. bevindt zich een veen laag en een kleine zandlaag, waarna op -11 m de eerste kleiige eenheid van Peelo begint. HKS De eerste 5 m bestaan uit een afwisseling van klei en veen lagen, rond de 5-6 m beneden N.A.P. bevindt zich een zand laag tot grof weg een 11 m. Daarna begint de formatie van Peelo eerste kleiige eenheid tot een 34 m diepte waarna de tweede zandige eenheid van Peelo start. KANT Tot -3 m zijn siltige kleilagen, vanaf -3 m tot 4.5 m is siltig zand, wat daarna overgaat in klei tot -7 m. Dan wisselen de zand en klei lagen elkaar af tot -10 m waar een dunne veenlaag zit. Vanaf -10 m tot -13 m bevindt zich een matig gepakte zandlaag, dan volgt er 1 m klei waarna een zandlaag begint tot minimaal -16 m. Na -21 m begint de eerste kleiige eenheid van Peelo WINN De eerste 6 m bestaat uit klei, dan een dun veenlaagje en vanaf 6.5 m begint een zandlaag tot 14 m diep. Onder de zandlaag bevindt zich een kleiige eenheid van de eerste formatie van Peelo tot ongeveer 60 m diepte. STDM De eerste 2 m bestaat uit klei, dan een dun laagje veen tot -3 m, waarna een zandige klei laag volgt tot -10 m. Vanaf -10 m begint de eerste zand formatie van Peelo, die rond -15 m overgaat in de eerste kleiige eenheid van Peelo tot ongeveer 60 m diep. GARST De eerste grondlaag van 2.5 tot 1 m bestaat uit klei, van 1 tot -2.5 m bestaat uit zand. Op -3 m bevindt zich een siltige klei laag van een halve m waarna het overgaat in een zandlaag tot en met - 7 m. Tussen -7 en -12 m bevinden zich siltige klei lagen vanaf -13 tot -28 m treft men een zand pakket. Daaronder bevindt zich de eerste kleiige eenheid van Peelo tot -36 m van -36 tot -50 m bevindt zich de tweede zandige eenheid van Peelo.

218

219 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 14.3 Aardbevingssignaal GARST- E opgeschaald ARCADIS

220

221 t 2 0 A scaled Versnelling (m/s2) A scaled GARST EAST (SCALED) t 2 Tijd (s)

222

223 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 15 Resultaten NERA ARCADIS

224

225 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 15.1 Berekening schuifgolfsnelheid ARCADIS

226

227 Schuifgolfsnelheden Diepte ten opzichte van maaiveld [m] d zand Schuifgolfsnelheid zandprofiel V s.zand Schuifgolfsnelheid [m/s] Diepte ten opzichte van maaiveld [m] d klei Schuifgolfsnelheid kleiprofiel V s.klei Schuifgolfsnelheid [m/s] Een voorbeeld berekening van de schuifgolfsnelheid is weergegeven op de volgende pagina

228 r

229 Berekening Schuifgolfsnelheid klei Volgens CPT Guide (Robertson, 2014) Op basis van sondering 'klei' S07H00011 Input q t 0.7MPa f s 0.025MPa d 1 1m γ 1 15 kn m 3 d 2 0m 2m 4m γ 2 15 kn m 3 γ w 10 kn m 3 p a 100kPa Conusweerstand op basis van sondering Plaatselijke wrijving op basis van sondering Dikte laag 1 Soortelijke gewicht laag 1 Dikte laag 2 (variabel) Soortelijk gewicht laag 2 Soortelijk gewicht water Atmosferische druk Tussenberekeningen Grondspanningen d 1 γ 1 σ v0 d 2 σ v0.eff d 2 d 2 γ 2 σ v0 d 2 d 2 γ w Genormaliseerde conusweerstand en wrijvingsgetal Q t d 2 F r d 2 q t σ v0 d 2 σ v0.eff d 2 f s q t σ v0 d 2 100% Bepalen I c waarde en α vs 3.47 log Q t d 2 2 log F r d I c d I c d 2 α vs d 2 0.5

230 Resultaat α vs d 2 q t σ v0 d 2 V s d 2 diepte d p 2 a 0.5 d 2 1m V s d 2 diepte d m Schuifgolfsnelheid

231 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 15.2 Resultaten NERA zandprofiel ARCADIS

232

233 Aardbeving Huizinge Time step T (sec) = Desired maximum acceleration (g) = 0.36 Maximum frequency cut-off (Hz) = Use filtered input in calculation? No Import input motion from external file? Yes Name of input file = GARST-E.xls Total number of values read = 5027 Peak Acceleration in input file (g) = Time of peak acceleration (sec) = Mean Square Frequency (Hz) = Peak acceleration after filtering (g) = Time (sec) Scaled Acceleration Time (sec) Filtered Acceleration Time (sec) Acceleration (g) Acceleration (g) Acceleration (g)

234 Input volgens profiel zand Fundamental period (s) = 0.49 Average shear wave velocity (m/sec ) = Total number of sublayers = 17 Layer Number Soil Material Type Number of sublayers in layer Thickness of layer (m) Maximum shear modulus G max (MPa) Total unit weight (kn/m 3 ) Shear wave velocity (m/sec) Location of water table Depth at top of layer (m) Vertical effective stress (kpa) Surface W

235 Damping Ratio (%) Modulus for sand (Seed & Idriss 1970) Strain (%) G/G max Strain (%) Damping (%) Calculated Damping (%) Shear Modulus Damping Ratio Shear Strain (%) G/Gmax Calculated Damping Ratio

236 Maximum Acceleration (g) Maximum Rel. Velocity (cm/s) Maximum Rel. Displ. (cm) Depth (m) Depth (m) Depth (m)

237 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 15.3 Resultaten NERA kleiprofiel ARCADIS

238

239 Aardbeving Huizinge Time step T (sec) = Desired maximum acceleration (g) = 0.45 Maximum frequency cut-off (Hz) = Use filtered input in calculation? No Import input motion from external file? Yes Name of input file = GARST-E.xls Total number of values read = 5027 Peak Acceleration in input file (g) = Time of peak acceleration (sec) = Mean Square Frequency (Hz) = Peak acceleration after filtering (g) = Time (sec) Acceleration (g) Scaled Acceleration Time (sec) Acceleration (g) Filtered Acceleration Time (sec) Acceleration (g)

240 Input volgens profiel klei Fundamental period (s) = 0.53 Average shear wave velocity (m/sec ) = Total number of sublayers = 17 Layer Number Soil Material Type Number of sublayers in layer Thickness of layer (m) Maximum shear modulus G max (MPa) Total unit weight (kn/m 3 ) Shear wave velocity (m/sec) Location of water table Depth at top of layer (m) Vertical effective stress (kpa) Surface W Bedrock

241 Modulus for clay (Seed and Sun, 1989) Strain (%) G/G max Strain (%) Damping (%) Calculated Damping (%) Damping Ratio (%) Shear Modulus Damping Ratio G/Gmax Calculated Damping Ratio Shear Strain (%)

242 Damping Ratio (%) Modulus for sand (Seed & Idriss 1970) Strain (%) G/G max Strain (%) Damping (%) Calculated Damping (%) Shear Modulus Damping Ratio Calculated Damping Ratio G/Gmax Shear Strain (%)

243 Maximum Acceleration (g) Maximum Rel. Velocity (cm/s) Maximum Rel. Displ. (cm) Depth (m) Depth (m) Depth (m)

244

245 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 16 Kwantificeren van toename gronddruk ARCADIS

246

247 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 16.1 Kwantificeren van toename gronddruk methode Wang ARCADIS

248

249

250

251 Kwantificeren van toenemende gronddruk op kerende wand op basis van Wang,1993 Profiel zand, zie sondering bijlage 3 Input B 17m H 5.5m K s 4700 kn m 2 ρ 1900 kg m 3 Breedte van constructie Hoogte van constructie Stijfheid van wand onderdoorgang bepaald met behulp van SCIA Engine zie bijlage 17 Dichtheid van zand t.p.v. wand Schuifgolfsnelheid zand (gemiddelde van de bovenste 4 meter), V s 145 m s zie bijlage 14 Δ free.field 4.5mm Verplaatsing grondkolom volgens NERA υ 0.35 Dwarsconstractiecoëfficiënt zand volgens Bowels Bepalen stijfheid grond 2 G zand ρ V s Formule 6.48 (1996,Kramer) G zand MPa Schuifmodulus Stijfheid van constructie K s 4.7 MPa Bepalen flexibility ratio G zand B F r Wang formule K s H F r Bepalen racking coefficient

252 R r 2.3 Bepalen verplaatsing bovenzijde wand Δ cons R r Δ free.field Wang formule Δ cons mm Bepalen drukkracht op constructie F d Δ cons K s Wang figuur F d kn m

253 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 16.2 Kwantificeren toename gronddruk methode Mononobe-Okabe ARCADIS

254

255 Gronddruk op wand Op basis van Mononobe-Okabe (Kramer, 1993) Op basis van sondering 'zand' S12E00029 Input H 5.5m PGA h 3.66 m s 2 Hoogte van de constructie Piekgrondversnelling in horizontale richting (NPR9998) PGA v 0.90 PGA h Piekgrondversnelling in verticale richting, volgens EN tabel 3.4 β 0 γ 20 kn m 3 Hellingshoek maaiveld Soortelijk gewicht zand δ 22 Wrijvingshoek volgens Kramer tabel 11-1 θ 0 ϕ 30 Hellingshoek kerende wand Hoek van inwendige wrijving voor zand volgens NEN-EN-9997 tabel 2B Tussenberekeningen k h k v PGA h g PGA v g Horizontale versnelling als fractie van g Verticale versnelling als fractie van g ψ atan ψ k h 1 k v Invalshoek aardbevingsbelasting

256 Output Bepalen actieve gronddruk zonder aardbevingsbelasting (Coulomb) ( cos( ϕ θ) ) 2 K A ( cos( θ) ) 2 sin( δ ϕ) sin( ϕ β) cos( δ θ) 1 cos( δ θ) cos( β θ) 1 P A 2 K A γ H2 Formule Kramer Formule 11.9 Kramer P A kn m Actieve gronddruk per meter breedte Bepalen gronddruk inclusief aardbevingsbelasting ( cos( ϕ θ ψ) ) 2 K AE K AE cos( ψ) ( cos( θ) ) 2 cos( δ θ ψ) 1 P AE.5 K AE γ H 2 1 k v P AE kn m sin( δ ϕ) sin( ϕ β ψ) cos( δ θ ψ) cos( β θ) 2 Formule Kramer Totale actieve gronddruk inclusief aardbevingsbelasting Bepalen toename gronddruk als gevolg van aardbevingsbelasting P E P AE P A P E kn m Bepalen aangrijppunt totale gronddruk h H P A P 3 E ( 0.6H) P AE Formule Kramer h 2.56 m Aangrijppunt gronddruk inclusief aardbevingsbelasting (t.o.v. onderzijde constructie)

257 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 17 Toetsing fundering inclusief aardbevingsbelasting ARCADIS

258

259 Seismic bearing capacity or shallow foundations ( Annex F) Zandprofiel Input Van tabel F.1 a 0.92 e 0.41 b 1.25 f 0.32 c 0.92 k 1 c m 1.01 k c 1m 1.01 m c t 1.14 β 2.90 d 1.25 γ 2.80 Overige input a g 3.66 m s 2 Piekgrondversnelling g m s 2 Valversnelling B 17m S 1 1 Breedte van constructie Grondfactor, volgens NPR9998 tabel 3.2 γ rd 1.5 Modelfactor volgens bijlage tabel F.2 ρ 2000 kg m 3 Soortelijk gewicht van gedraineerd zand N γ 20 Draagcapaciteitsfactor volgens bijlage E.4 ϕ d 30 Hoek van inwendige wrijving van zand Krachten V ed 6.4 kn m N ed 255 kn m M ed 6.4 kn m m Dwarskracht Normaalkracht Moment

260 Tussenstappen a v 0.5 a g S 1 1 a v N max 2 ρ g 1 g a g F g tan ϕ d γ rd V ed V N max B 2 N γ N M γ rd N ed N max γ rd M ed BN max Resultaat x t c t ( 1 e F)c ( β V) k 1 ( N) a 1 m 1 ( F) k N b 1m c m ( 1 f F)c ( γ M) 1 d N c k 1 1 m 1 F k N x 0.89 = < 0; Aardbevingsbestendig volgens eurocode 8

261 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 18 Plaxis berekeningen ARCADIS

262

263 Aardbevingsbestendigheid van spoorse onderdoorgangen Bijlage 18.1 Plaxis, invoerparameters en kalibratie ARCADIS

264

265 Plaxis, invoerparameters en kalibratie De eindige-elementenmethode 1 en de representatie daarvan wordt in het verdere onderzoek het Plaxis-model genoemd. Elementen Eindige elementenmethodes zijn opgebouwd uit allemaal elementen. Plaxis maakt gebruik van driehoekige elementen, wat betekent dat de volume elementen zijn opgebouwd uit allemaal driehoeken. De elementen bevatten elk 3 of 12 punten welke de dichtheid van de punten weergeven waarin de spanningen worden berekend. Plaxis is in staat zelf de opbouw van de elementen in het model op te bouwen, dit wordt het genereren van de mesh 2 genoemd. De grote van de elementen valt te beïnvloeden. Voor dit onderzoek zijn de volgende keuzes gemaakt: in het Plaxis 2D model is gebruikgemaakt van 6 knoops-elementen, met een element grootte van maximaal 2 meter. Dit geeft voldoende nauwkeurigheid voor de dynamische berekening (Visschedijk, et al., 2014). In de beginfase is gebruikgemaakt van medium tot fine mesh, in de uiteindelijke berekening is gebruik gemaakt van een fine mesh. Voor de afmetingen van het model is een grote van 240 meter breed en 45 meter diep aangehouden. Grondmodel Het grondmodel vormt de manier van reageren van de grond op rekken en schuifspanningen. Grond rekt van nature niet-lineair elastisch, dit wordt wel verondersteld in bijvoorbeeld het Mohr-Coulomb model (zie Figuur 1). Daarnaast neemt de stijfheid van een grondlaag toe met de diepte. Binnen het Plaxis-model is het mogelijkheid per grondlaag aan te geven met welk grondmodel gerekend zal worden. In dit onderzoek is gebruikgemaakt van het Hardening Soil model with small-strain stiffness (HSsmall). Voor het modeleren van dynamische belastingen is dit model bij uitstek geschikt. Het HSsmall-model houdt rekening met de niet-lineaire spanning- vervormingsrelatie bij kleine rekken en er wordt hysterese 3 demping meegenomen. Figuur 1: Verschil tussen het lineare Morh-Coulomb model en het niet-lineare hardening soil model (Obrzud, 2011). 1 Eindige elementenmethode: een berekeningsmethode die een model als kleine elementen beschouwt en voor al die elementen de kracht-overdracht berekent aan de hand van de ingevoerde sterkte en stijfheidsparameters. 2 Mesh: de gegenereerde elementen in het model. 3 Hysterese: Het verschil in het gedrag van materiaal tijdens het ontlasten en herbelasten

266 Geotechnische parameters De geotechnische parameters zijn bepaald aan de hand van sonderingen, boringen en literatuur. Voor de opbouw van de ondergrond in het model zijn de volgende twee sonderingen gebruikt: S12E00029 S07H00011 Meer informatie over de sonderingen is te vinden in hoofdstuk Profiel zand De volumieke massa van de zandlagen zijn geschat aan de hand van de sondering S12E Sondering: S12E00029 Diepte in (m) t.o.v. Consistentie γ in (kn/m 3 ) γ sat in (kn/m 3 ) R E in (%) N.A.P. 1,5 tot -3,0 Zand/los/middelmatig ,0 tot -6,0 Zand/middelmatig ,0 tot -10,0 Zand/vast ,0 tot -38,0 Zand/vast Tabel 1: Grondparameters van sondering S12E00029 De relatieve dichtheid van de zandlagen is geschat met behulp van de conusweerstand en Tabel 2. Tabel 2: Relatie van de conusweerstand en relatieve dichtheid volgens Meyerhof, Stefanoff/Bejkoff, Eide, Bergdahl, Schultze/Muhs en ZTVE, (Lubking & Berg, 1997) De overige grondparameters zijn te vinden in Bijlage 18.2, deze zijn bepaald volgens (Brinkgreve, Engin & Engin, 2010). Klei profiel Aan de hand van de sondering S07H00011 is de volgende grondopbouw geformuleerd en gemodelleerd in Plaxis 2D. Sondering: S07H00011 Diepte in (m) t.o.v. Consistentie γ in (kn/m 3 ) γ sat in (kn/m 3 ) R E in (%) N.A.P. 1,5 tot -4,0 Klei/siltig/slap ,0 tot -5,5 Veen ,5 tot -10,5 Zand/los/middelmatig ,5 tot -38,0 Zand/vast Tabel 3: Grondparameters van sondering S07H00011 De overige ingevoerde grondparameters in Plaxis zijn te vinden in Bijlage 18.2, de parameters van de zandlagen zijn al gedefinieerd bij de sondering S12E00029.

267 Aardbevingssignaal Om de onderdoorgang te kunnen toetsen wordt het aardbevingssignaal gebruikt zoals beschreven in hoofdstuk 5.1. Dit signaal wordt opgeschaald naar 0,36 g (3,67 m/s 2 ) aan het maaiveld om te voldoen aan de NPR Het signaal is aangeleverd in ASCII formaat en is met behulp van Excel op beide assen verschaald wat is weergegeven in Bijlage 14.3 (alleen het begin van de lijst is weegegeven). Het aardbevingssignaal is aan de onderkant van het model opgelegd op ongeveer 45 meter diepte. Om te voorkomen dat het model mogelijk verplaatst door het integreren van de acceleratie en snelheid, is gebruik gemaakt van de optie drift correction De verplaatsing kan optreden doordat de oppervlakte boven en onder de grafieken van de acceleratie en snelheid niet aan elkaar gelijk zijn. Boundary conditions Om te voorkomen dat het aardbevingssignaal wordt gereflecteerd aan de randen van het model zijn de X- boundaries 4 als Free-field gemodelleerd en de Ymin boundary 5 als compliant base. Het aardbevingssignaal wordt door middel van dempers geabsorbeerd aan de randen, om een verstoord beeld te voorkomen. Er is hier niet gekozen voor Tied degrees of freedom boundaries vanwege de 2D analyse van de onderdoorgang; dit is met de Tied degrees of freedom niet mogelijk. In de deformation options is gekozen voor een fully fixed Ymin boundary en horizontally fixed X-boundary. Bij het vergelijken van normally fixed met horizontally fixed komt naar voren dat de laatste de beste representatie geeft. Voor een inhoudelijke uitleg over de boudary conditions wordt verwezen naar de Plaxis handleiding (reference manual). Figuur 2 geeft de gekozen deformations en boundaries weer: Figuur 2: Plaxis boundary conditions 4 X-boundaries: Zijn de verticale grenzen van het model, die links en rechts op verschillende manieren het grondpakket kunnen simuleren. 5 Ymin boundary: Is de horizontale ondergrens van het model, deze is op verschillende manier te simuleren om de werkelijke ondergrond weer te geven.

268 Demping In hoofdstuk 2.3 staat geometrische demping en materiaal demping beschreven. Ver bij de bron van een aardbeving vandaan is de invloed van de geometrische demping verwaarloosbaar. De materiaal demping zorgt voor een afname van energie. Deze afname is op verschillende manier te modeleren in Plaxis. Het Plaxis-model kent drie soorten demping: Hysterese demping van het HSsmall-model Rayleigh demping Numerieke demping via de Newmark alpha en beta tijdsintegratiemethode Op het moment is er onvoldoende bekend over de mechanische werking van de demping van de grond. Om dit mechanisme te modelleren in een eindige elementen methode zijn er verschillende opties. De voorkeur van het HSsmall-model komt hieruit voort. Dit model bevat hysterese demping, wat de beste mechanische benadering geeft voor de demping van grond; dit is weergegeven in Figuur 3. Met behulp van in het verleden volbrachte onderzoeken is deze demping geïntegreerd in het HSsmall-model. Door de ondergrond te testen in het laboratorium en binnen het Plaxis-model is dit te controleren. Deltares heeft in het onderzoek naar de aardbevingsbestendigheid van damwanden in het Eemskanaal dit getest. Om de ondergrond beter te representeren in het Plaxis-model is gekozen naast de demping van het HSsmall-model, een Rayleigh demping toe te voegen aan de grondlagen van 1% op de frequenties van 2 en 12 Hertz. In dit onderzoek is er voor gekozen dezelfde waarden aan te houden. Binnen het onderzoek is het niet mogelijk laboratorium onderzoek te verrichten, waardoor dit de best mogelijke benadering geeft. Figuur 3: Weergave van de hysterese demping van het HSsmall-model bij kleine rekken van 0,0001 tot 0,001 (Obrzud, 2011) Voor de numerieke demping zijn de basiswaarden aangehouden van de Newmark tijdsintegratie van: α = 0,25 β = 0,50 Dit is gedaan om geen extra demping toe te voegen aan het model.

269 Betonconstructie onderdoorgang De plates in Plaxis zijn bedoeld voor afmetingen tot 300 mm dikte, hierdoor is deze optie niet toepasbaar voor deze casestudie. Om deze reden is ervoor gekozen de betonconstructie als een volume (net als grond) te dimensioneren en deze sterkte parameters te geven die overeen komen met beton. Plaxis bevat een lineairelastisch grondmodel welke uiterst geschikt is voor het construeren van een betonnen constructie. Tabel 4 geeft de parameters weer die zijn gebruikt. Aan de betonconstructie is dezelfde Rayleigh demping meegegeven als hiervoor is toegelicht voor de grondlagen. Voor de grond-constructie interactie is een Rinter waarde van 0,7 aangehouden. Eigenschap Waarde Grondmodel Lineair elastisch Drainage type Niet-poreus γunsat 25 kn/m 3 Domein Rayleigh demping 1% bij 2 en 12 Hz Rayleigh α 0,2154 Rayleigh β 0,2247 E -3 E 20 E 6 kn/m 2 ν 0,2 Rinter 0,7 Tabel 4: Betonconstructie input parameters De afmetingen van de verschillende onderdoorgang varianten zijn als volgt: Type constructie Bovenzijde wand Onderkant vloer Dikte [m] H.o.h. wanden [m] [m t.o.v. N.A.P.] [m t.o.v. N.A.P.] Zand monolithische +1,50-3,85 0,8 17,4 Zand opgelegde +1,50-3,85 0,8 17,4 Zand open bak +1,50-3,60 0,6 17,2 Klei opgelegde +1,50-4,00 0,8 17,4 Tabel 5: Onderdoorgang afmetingen van de vier verschillende modellen in Plaxis Wijze van uitvoering en kalibratie van het model Om het model te kalibreren zijn verscheidene iteratieslagen uitgevoerd. In de iteratieslagen is gepoogd het model te optimaliseren. Hiervoor zijn parameters gewijzigd, zijn de boundary conditions aangepast, is de mesh geoptimaliseerd en is het aardbevingssignaal verschaald. Om de berekeningstijd kort te houden en de bounaries te kunnen testen, is gebruikgemaakt van een harmonieuze sinusfunctie als inputsignaal om het model goed te kunnen begrijpen. De output hiervan is weergegeven in Figuur 5 en Figuur 6.

270 Figuur 4: Node selectie van de harmonieuze sinus functies met rechts de coördinaten Figuur 5: Versnelling van de sinusgolf uitgezet tegen de diepte In de figuren is te zien dat de sinusgolf in punt D (dichtbij het aangrijpingsvlak van het trillingssignaal, zie Figuur 4) een amplitude heeft van 1 m/s 2. Aan de amplitude in punt C (van 0,8 m/s 2 ) is te zien dat het signaal lichtelijk wordt gedempt, na een drietal golven neemt de demping af. Na drie sinusgolven is goed te zien dat de grond in punt A wordt opgeslingerd naar een amplitude van boven de 1,5 m/s 2.

271 Figuur 6: Versnelling van de sinusgolf uitgezet tegen de breedte De punten A, E, F, G zijn uitgezet in Figuur 6 om te controleren of de boundaries de golven aan de randen goed absorberen. Uit de grafiek valt duidelijk een sinusgolf te ontdekken. Deze bevat halverwege het versnellen een piek, naar verwachting komt dit door het weerkaatsen van de golf tussen de grondlagen en het maaiveld. Als tweede stap is een onderdoorgang aan het model toegevoegd. In Figuur 7 en Figuur 8 is te zien hoe de sinusgolf zich voortplant door dit model. Figuur 7: Verplaatsing van de sinusgolf met de diepte met onderdoorgang

272 Figuur 8: Verplaatsing van de sinusgolf met de breedte Punt A ligt binnen de onderdoorgang en geeft hierdoor een nul waarde. Opvallend aan Figuur 7 is dat punt B (welke zich vlak onder de vloer van de onderdoorgang bevindt) wordt opgeslingerd. Bij de site response was dit niet het geval. Mogelijke oorzaken die hier invloed op hebben zijn: Lagere spanning vanwege het ontgraven Lagere stijfheid wegens het ontgraven Schuifgolf moet om de constructie heen, dit zorgt voor grotere versnellingen vlak onder de constructie De sinusgolf in Figuur 8 wordt na verloop van tijd onrustiger, in tegenstelling tot de grafiek van de site response. Deze verstoring komt voort uit het weerkaatsen van de schuifgolf op de constructie. Met het verkregen model is verder gemodelleerd waarbij in de beginfase enkel de hevigste seconden van het opgeschaalde aardbevingssignaal van Garsthuizen zijn ingevoerd. Om zo de tijdsduur van de berekening te beperken. Om te controleren of het inputsignaal goed wordt overgebracht op het model is een test run uitgevoerd (Plaxis bv, 2015). De resultaten van de test zijn in Figuur 9 en Figuur 10 weergegeven. Figuur 9: Inputsignaal van de aardbeving van Huizinge van Garsthuizen, opgeschaald naar een amplitude van 2,5 m/s 2

273 Figuur 10: Output van het aardbevingssignaal waar de aardbeving aangrijpt onderaan het Plaxis-model Voor het HSsmall-model worden de versnellingen omgerekend naar spanningen, welke aangrijpen onder aan het model. Zoals weergegeven in Figuur 9 en Figuur 10 komen deze beide signalen overeen, wat vertrouwen geeft in het numerieke model van Plaxis. Voor de definitieve berekening zijn de volgende modellen opgezet: Zandprofiel Site response Monolithische constructie Opgelegde constructie Open bakconstructie Kleiprofiel Site response Opgelegde constructie Fasering Het model met onderdoorgang bevat de volgende fasen: Initiële fase Statische berekening Dynamische berekening Voor de site response is een apart model opgezet met dezelfde input, maar zonder constructielijnen. De constructielijnen oefenen vermoedelijk invloed uit op het model in de site response, dit is niet nader uitgezocht omdat het opzetten van een los model voldoende oplossing geeft. De site response bevat de volgende fasen: Initiële fase Dynamische berekening