Handreiking ontwerpen met overstromingskansen

Transcriptie

1 Handreiking ontwerpen met overstromingskansen Veiligheidsfactoren en belastingen bij nieuwe overstromingskansnormen Versie Datum Status OI2014v3 Juli 2015 Definitief Proclaimer Het OI2014 bestaat uit een nieuwe set partiële veiligheidsfactoren en hydraulische ontwerprandvoorwaarden, bedoeld om HWBP-projecten die de verkenningsfase doorlopen handvatten te geven om te anticiperen op de overgang van overschrijdingskans naar overstromingskans. Het OI2014 is een generiek ingestoken handreiking, waar beargumenteerd van kan worden afgeweken. Mogelijk leidt het toepassen van het OI2014 tot een bovenmatig conservatief ontwerp. De gebruiker dient zich dan ook te realiseren dat door lokaal maatwerk optimalisatie van het ontwerp vaak mogelijk is. Het Kennisplatform Risicobenadering kan daarbij ondersteunen. Het Kennisplatform Risicobenadering is een partnership van overheden, marktpartijen en Deltares dat in opdracht van IenM en de Unie van Waterschappen adviseert over de toepassing van deze handreiking. Lopende ontwikkelingen in onder andere het WTI2017 zorgen ervoor dat er in de komende jaren steeds nieuwe kennis beschikbaar komt. Voor de verdere ontwikkeling van de ontwerphandreiking is de inbreng van praktijkervaringen van groot belang. De wisselwerking tussen theorie en praktijk is essentieel voor de doorontwikkeling van deze handreiking tot een OI2018.

2

3 Colofon Uitgegeven door Rijkswaterstaat Water, Verkeer en Leefomgeving Informatie Telefoon Datum Juli 2015 Status Definitief Versienummer 3

4 Inhoud Ten geleide 6 1 Van normgetal naar faalkanseis op doorsnedeniveau 10 2 Ontwerpbelastingen 14 3 Hoogte 18 4 Piping 21 5 Macrostabiliteit 24 6 Langsconstructies 30 7 Bekledingen 34 8 Kunstwerken 35 9 Optimalisatiemogelijkheden Tot besluit 41 Literatuur 42 Bijlagen 44

5

6 Ten geleide Op Prinsjesdag 2014 is het Deltaprogramma 2015 door de regering aangeboden aan de Leden der Staten-Generaal. In het Deltaprogramma 2015 stelt de Deltacommissaris vijf Deltabeslissingen voor, waaronder de Deltabeslissing Waterveiligheid. In de Deltabeslissing Waterveiligheid wordt voorgesteld om over te stappen van de overschrijdingskansbenadering naar de overstromingskansbenadering. De introductie van de overstromingskansbenadering is een fundamentele verandering die doorwerkt in de eisen die aan de waterkeringen worden gesteld en de manier van toetsen en ontwerpen. Nieuwe normspecificaties per dijktraject vormen de basis voor wettelijke verankering van nieuwe overstromingskansnormen in de Waterwet. De normspecificaties uit het Deltaprogramma 2015 zijn overgenomen in het wetsontwerp dat in het voorjaar van 2015 ter inzage heeft gelegen. Het Rijk streeft ernaar de wettelijke verankering van de voorgestelde, nieuwe normen op te hebben afgerond. Vanaf dat moment moet op basis van de overstromingskansnorm worden ontworpen en getoetst. Voorkomen moet worden dat versterkingen die in het kader van het hoogwaterbeschermingsprogramma (HWBP) voor 2017 worden ontworpen en uitgevoerd, vroegtijdig worden afgekeurd. Daarom wordt het middels deze Handreiking - vooruitlopend op de wettelijke verankering van nieuwe overstromingskansnormen mogelijk gemaakt om al te ontwerpen op basis van de nieuwe norm. Positie handreiking ten opzichte van bestaande leidraden en technische rapporten Deze handreiking geeft aan hoe met vigerende leidraden, handreikingen en technische rapporten kan worden ontworpen volgens de overstromingskansbenadering. Hierbij is (waar mogelijk) rekening gehouden met de meest recente kennis en inzichten die zijn ontwikkeld in het kader van de ontwikkeling van het wettelijk toetsinstrumentarium WTI2017. Benadrukt wordt dat wanneer in deze handleiding over vigerend wordt gesproken, er gedoeld wordt op de leidraden, handreikingen en technische rapporten die primair zijn ontwikkeld in het kader van het toetsen en ontwerpen van waterkeringen op basis van de overschrijdingskansbenadering. Deze handreiking is vormgegeven als een aanvulling op bestaande leidraden en technische rapporten. Tot voor kort waren alle leidraden en technische rapporten op de ENW website te vinden. Vanwege onderhoud zijn de meeste technische leidraden en rapporten tijdelijk te vinden op ENW.htm. Tevens wordt gewerkt aan een project om op termijn documenten te ontsluiten via een nieuwe website (titel project: Herstructurering Leidraden en Technische Rapporten). Doelgroep Deze handreiking is bedoeld voor de ontwerper die op de hoogte is van de vigerende leidraden en technische rapporten en snel aan de slag wil. De lezer die geïnteresseerd is in onderbouwingen wordt verwezen naar het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015]. Geïnteresseerden in de uitgangspunten van het ontwerpproces in het HWBP worden verwezen naar de Handreiking Verkenningen [HWBP, 2014]. Status normen In bijlage II van het wetsontwerp zijn de normspecificaties voor de primaire keringen opgenomen. Er worden zeven normklassen gehanteerd: 1:300, 1:1.000, Pagina 6 van 68

7 1) Gegevens 1:3.000, 1:10.000, 1:30.000, 1: en 1: per jaar. Dit is de overstromingskans voor het betreffende dijktraject die is afgeleid van het gewenste beschermingsniveau voor het te beschermen gebied, gebaseerd op de volgende doelen: voor iedereen in Nederland achter dijken en duinen geldt voor 2050 ten minste een beschermingsniveau van 10-5 per jaar (waarmee de kans op overlijden door een overstroming niet groter dan 1: per jaar is) en meer bescherming wordt geboden op plaatsen waar sprake kan zijn van: grote groepen slachtoffers en/of grote economische schade en/of ernstige schade door uitval van vitale en kwetsbare infrastructuur van nationaal belang. De normspecificaties die in het wetsontwerp zijn opgenomen hebben de betekenis van signaalwaarden. De voorschriften die in deze handreiking worden genoemd, zijn gebaseerd op de maximaal toelaatbare overstromingskans per traject. Hoe van de normspecificatie (signaalwaarde) tot de maximaal toelaatbare overstromingskans per traject kan worden gekomen, wordt in hoofdstuk 1 toegelicht. Algemene aanpak In figuur 1 is schematisch de werkwijze weergegeven om tot een ontwerp te komen. In de tekst onder het schema worden de stappen toegelicht. 3a) Faalmechanisme met aangepaste werkwijze 2) Ontwerpbelastingen 4) Ontwerp 3b) Faalmechanisme zonder aangepaste werkwijze Figuur 1: Schema werkwijze Ontwerpinstrumentarium 2014 (OI2014) Hieronder worden de stappen uit figuur 1 beschreven. 1. Gegevens Naast de gebruikelijke benodigde gegevens bij het ontwerpen van waterkeringen zijn de overstromingskansnorm en de lengte van het dijktraject belangrijke invoerwaarden. De normen en de lengtes van dijktrajecten zijn opgenomen in Bijlage A van dit rapport. De relatie tussen de maximaal toelaatbare overstromingskansen per traject en de normgetallen wordt toegelicht in hoofdstuk Ontwerpbelastingen De ontwerpwaterstand en golfrandvoorwaarden worden standaard bepaald bij een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de maximaal toelaatbare overstromingskans per dijktraject. Alleen bij de bepaling van de benodigde kruinhoogte en benodigde hoogte van de harde bekleding wordt hier van afgeweken. Voor een nadere toelichting en voorbeelden wordt verwezen naar de Pagina 7 van 68

8 hoofdstukken per faalmechanismen en naar bijlage B. In hoofdstuk 2 wordt verder ingegaan op de afleiding van de hydraulische ontwerpbelastingen. 3. Faalmechanismen In het OI2014 zijn voor de faalmechanismen overloop en golfoverslag, opbarsten, heave en piping, macrostabiliteit binnen- en buitenwaarts, bekledingen en overloop en golfoverslag en betrouwbaarheid sluiting bij kunstwerken aanpassingen gedaan in de aan te houden veiligheidsfactoren (3a). In hoofdstukken 3 t/m 8 worden deze faalmechanismen behandeld. Voor overige faalmechanismen geldt dat de werkwijze overeenkomt met de vigerende ontwerpleidraden (3b). Ontwerpers wordt wel gevraagd om steeds kritisch te beoordelen of de vigerende ontwerpleidraden elementen bevatten die strijdig zijn met de fundamenten van de overstromingskansbenadering (bijvoorbeeld definitie uiterste grenstoestand). Bij twijfel kan contact worden opgenomen met de Helpdesk Water of het Kennisplatform Risicobenadering. 4. Ontwerp De waterkering of het waterkerende kunstwerk moet zodanig ontworpen worden dat de kans op bezwijken van de waterkering voldoet aan de overstromingskansnorm. Deze handreiking omvat alleen veiligheidsfactoren ten behoeve van het waterkeringstechnische ontwerp. Het volledige ontwerpproces is uiteraard veel breder en omvat veel meer aspecten dan alleen de waterkering. Het proces om tot een ontwerp te komen staat beschreven in de Handreiking Verkenning [HWBP, 2014], waarin ook andere nieuwe ontwikkelingen beschreven staan. Let op: in de overstromingskansbenadering gaat het nadrukkelijk om de kans op het verlies van het waterkerend vermogen, met een overstroming tot gevolg (uiterste grenstoestand). Dit is anders dan de vigerende veiligheidsfilosofie, waarbij het uitgangspunt is dat de ontwerpwaterstand veilig gekeerd dient te worden. De vigerende ontwerpregels zijn veelal gebaseerd op criteria die verband houden met het begin van falen. Dit betekent dat een bepaald criterium (bijvoorbeeld schade aan de bekleding op kruin en binnentalud) niet mag worden overschreden. Reststerkte wordt hierbij normaliter niet in ogenschouw genomen. In de overstromingskansbenadering is dit nadrukkelijk anders. Wijzigingen ten opzichte van OI2014 versie 2 In deze versie 3 van het OI2014 zijn de nodige actualisaties, uitbreidingen en verbeteringen doorgevoerd: Actualisatie van het gehele document op de ontwikkelingen in het Deltaprogramma, leidend tot de voorgestelde normgetallen zoals opgenomen in het Deltaprogramma 2015 en het wetsontwerp. De Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden ten behoeve van HWBP 2015 projecten (Deltares, maart 2015) is aangepast. De belangrijkste wijzigingen zijn: o Opnemen van GRADE-afvoerstatistiek in de hydraulische randvoorwaardendatabases voor de rivieren. o De onzekerheidstoeslag in de kustgebieden staat ter discussie binnen het WTI2017 en kan in deze versie van het OI2014 daarom nog niet afgegeven worden. De wijze waarop de sterktefactor voor piping is bepaald stond niet correct vermeld in versie 2 van het OI2014; dit is in deze versie hersteld. Pagina 8 van 68

9 Op diverse plaatsen zijn teksten verduidelijkt en is nadere toelichting gegeven. Ook is waar mogelijk nieuwe kennis toepasbaar gemaakt en zijn enkele ontbrekende zaken toegevoegd. De belangrijkste toevoegingen zijn: o Toelichting op vertaling normgetal naar maximaal toelaatbare overstromingskans per dijktraject. o Voor langsconstructies is een werkwijze toegevoegd. o Voor critical state rekenen (CSSM) bij het faalmechanisme macrostabiliteit worden handvatten gegeven. o Toelichting op bepaling lengte-effectfactoren bij kunstwerken. o Optimalisatiemogelijkheden aangaande de faalkansbegroting, mechanismegevoelige lengte en het kritieke overslagdebiet worden nader uitgewerkt. Verwachte nieuwe kennis Lopende ontwikkelingen in onder andere het WTI2017 zorgen ervoor dat er komende jaren nieuwe kennis beschikbaar komt. Het is hierdoor niet mogelijk om het OI permanent up to date te houden. Daarom wordt ernaar gestreefd nieuwe kennis zoveel als mogelijk via de Helpdesk Water ter beschikking te stellen, vooruitlopend op een formele update van het OI. Zo wordt in de loop van 2015 onder andere op de volgende punten kennisontwikkeling verwacht: Nieuwe formule voor de sterktefactor voor piping. Nadere uitwerking van het stappenplan voor macrostabiliteit. Nieuwe veiligheidsfactor voor opbarsten. Vaststelling van de onzekerheidstoeslag voor kustgebieden. Overzicht aspecten in deze Handreiking In onderstaande tabel is een overzicht gegeven van de aspecten die in deze Handreiking worden behandeld. Aspect Locatie Van normgetal naar faalkanseis Hoofdstuk 1 Ontwerpbelastingen Hoofdstuk 2 Bepalen benodigde kruinhoogte Hoofdstuk 3 Piping Hoofdstuk 4 Macrostabiliteit Hoofdstuk 5 Langsconstructies Hoofdstuk 6 Bekledingen Hoofdstuk 7 Kunstwerken Hoofdstuk 8 Optimalisatiemogelijkheden Hoofdstuk 9 Tot besluit Hoofdstuk 10 Pagina 9 van 68

10 1 Van normgetal naar faalkanseis op doorsnedeniveau Van normgetal naar maximaal toelaatbare overstromingskans Vooruitlopend op de wettelijke verankering van nieuwe overstromingskansnormen in de Waterwet zijn in het Deltaprogramma 2015 nieuwe normspecificaties per dijktraject gegeven. Het versterken van een kering kost enkele jaren. Pas bij overschrijding van de norm ontstaat een grondslag voor de verlening van een subsidie voor versterking. Om tijdig met verkenningen en versterkingen te kunnen starten zijn bij de bepaling van de normspecificaties uit het Deltaprogramma 2015 veilige marges aangehouden. Na overschrijding van de normspecificaties uit het Deltaprogramma 2015 is er nog voldoende tijd om in te grijpen, voordat de maximaal toelaatbare overstromingskans wordt overschreden. De normspecificaties uit DP2015 hebben dus de betekenis van signaalwaarden. In bijlage D wordt nader ingegaan op de betekenis van de norm. Voor het opstellen van een ontwerp is het nodig om te weten aan welke overstromingskans de kering uiteindelijk dient te voldoen, dus wat de maximaal toelaatbare overstromingskans van een dijktraject is. De maximaal toelaatbare overstromingskans van een dijktraject is een factor 3 groter dan de normspecificatie uit DP2015, waarbij wordt afgerond op de dichtstbijzijnde normklasse. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan dus 1 normklasse soepeler dan de signaalwaarde. Voor duintrajecten is de maximaal toelaatbare overstromingskans gelijk aan de normspecificatie uit DP2015. Voor trajecten waarin zowel dijken als duinen voorkomen geldt hetzelfde als voor dijktrajecten, vanuit de gedachte dat de duintrajecten nauwelijks bijdragen aan de overstromingskans van het traject. Stel de normspecificatie van een dijktraject uit DP2015 is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/3.333 per jaar. Dit mag worden afgerond op de dichtstbijzijnde normklasse van 1/3.000 per jaar. Voor een duintraject met normspecificatie uit DP2015 van 1/ per jaar is de maximaal toelaatbare overstromingskans ook 1/ per jaar. Omwille van eenvoud is de maximaal toelaatbare overstromingskans voor zowel ontwerpen als toetsen dezelfde. Het verschil tussen ontwerpen en toetsen zit vooralsnog alleen in de tijdshorizon en hiermee in de hydraulische randvoorwaarden die worden opgelegd. De hydraulische randvoorwaarden zijn voor ontwerpen strenger dan voor toetsen omdat een grotere toeslag vanwege klimaatverandering wordt opgelegd. Gelet op de conservatieve insteek van het ontwerpinstrumentarium wordt verwacht dat aanvullende toeslagen vooralsnog niet nodig zijn. Bepalen faalkanseis op doorsnedeniveau De faalkanseis die per doorsnede aan een faalmechanisme wordt gesteld kan als volgt worden bepaald P eis, dsn P max N waarin P eis,dsn Faalkanseis die per doorsnede aan een faalmechanisme wordt gesteld (per jaar) Maximaal toelaatbare overstromingskans van het dijktraject (per jaar) P max Pagina 10 van 68

11 Faalkansruimtefactor voor het betreffende faalmechanisme (-) N Lengte-effectfactor (-) Faalkansruimtefactor De faalkansruimtefactor is per faalmechanisme weergegeven in tabel 1. In specifieke gevallen kan onderbouwd afgeweken worden van de defaultwaarden. Hier worden in hoofdstuk 8 aanwijzingen voor gegeven. Tabel 1: Faalkansruimtefactor per faalmechanisme [Jongejan, 2013]. Type waterkering Faalmechanisme Zandige kust Type traject Overig (dijken) Dijk Overloop en golfoverslag a,b 0,0 0,24 Opbarsten en piping 0,0 0,24 Macrostabiliteit binnenwaarts 0,0 0,04 Beschadiging bekleding en erosie 0,0 0,10 Kunstwerk Niet sluiten 0,0 0,04 Piping 0,0 0,02 Constructief falen 0,0 0,02 Duin Duinafslag 0,70 0,0 / 0,10 c Overig 0,30 0,30 / 0,20 Totaal 1,0 1,0 a Het faalmechanisme verweking is niet meegewogen bij de bepaling van de toelaatbare faalkansbijdrage van overloop en golfoverslag. b Overloop en golfoverslag bij kunstwerken is samengevoegd met overloop en golfoverslag bij dijken vanwege de zeer sterke ruimtelijke correlaties tussen deze faalmechanismen bij kunstwerken en dijkvakken met dezelfde oriëntatie. c Voor dijktrajecten die voor een gedeelte uit duinen bestaan, zal duinafslag vaak een relatief kleine faalkansbijdrage leveren. Daarom wordt in dergelijke gevallen 10% van de post overig toegewezen aan duinafslag. Dit voorkomt dat er voor dergelijke situaties een geheel nieuwe faalkansbegroting moet worden gehanteerd. N-factor De lengte-effectfactor N is een maat is voor het lengte-effect. Voor de geotechnische faalmechanismen macrostabiliteit binnenwaarts en piping wordt de factor N als volgt bepaald: N 1 a L traject b waarin a Fractie van de lengte van het traject dat gevoelig is voor het betreffende faalmechanisme (-) b Lengte van onafhankelijke, equivalente vakken voor het betreffende faalmechanisme (m) L traject Lengte van het dijktraject waarop de norm van toepassing is (m) In tabel 2 is een overzicht gegeven van de defaultwaarden van de parameters a en b voor de faalmechanismen piping en macrostabiliteit binnenwaarts. Pagina 11 van 68

12 Tabel 2: Parameters a en b ter bepaling van de faalkanseis voor de faalmechanismen piping en macrostabiliteit binnenwaarts Faalmechanisme Watersysteem (piping) of materiaalmodel (macrostabiliteit) Parameter a [-] fractie van de lengte gevoelig voor faalmechanisme Parameter b [m] lengte van onafhankelijke, equivalente vakken Piping Bovenrivieren 0, Overig 0, Macrostabiliteit 0, De lengte van elk dijktraject L traject is te vinden in bijlage A (overgenomen uit het document 'Werkgetallen normspecificatie per dijktraject v12_september2014' ( Voor de overige faalmechanismen (met uitzondering van falen bekleding) wordt in het betreffende hoofdstuk aangegeven hoe de waarde van N bepaald moet worden. Samengevat komt dit neer op de volgende N-waarden: Tabel 3: N-waarden ter bepaling van de faalkanseis voor de overige faalmechanismen Faalmechanisme Hoogte (zowel dijken als kunstwerken) N-waarde Trajectafhankelijke maat voor lengte-effect met waarde 1, 2 of 3 (zie bijlage A voor waarde per dijktraject) Betrouwbaarheid sluiting Piping kunstwerken Fractie van de faalkansruimte voor betrouwbaarheid sluiting die voor een nieuw of te verbeteren kunstwerk beschikbaar is. Ga in eerste instantie uit van het aantal kunstwerken in het dijktraject waar betrouwbaarheid sluiting een relevant aspect is met een maximum van N = 10. Alleen van toepassing indien model van Sellmeijer gebruikt wordt. Ga in eerste instantie uit van het aantal kunstwerken in het dijktraject waar piping een relevant aspect is met een maximum van N = 10. Op basis hiervan zijn in bijlage A voor alle dijktrajecten, behalve de b-keringen en de huidige categorie c-keringen die hun primaire status behouden 1, de faalkanseisen op doorsnedeniveau bepaald voor alle faalmechanismen bij de default waarden voor de faalkansbegroting uit tabel 1. Omdat de normgetallen op dit moment nog niet wettelijk zijn vastgesteld, dient de ontwerper deze getallen altijd te verifiëren bij de beheerder alvorens de in bijlage A gepresenteerde waarden over te nemen (hetzelfde geldt formeel voor de trajectlengtes, al is de betekenis van kleine afwijkingen hierin nihil). 1 De keringen langs de Hollandse IJssel zijn dus wel opgenomen in bijlage A Pagina 12 van 68

13 Alleen voor bekledingen wordt de lengte-effectfactor niet expliciet in rekening gebracht via een N-waarde. In realiteit is er wel sprake van een lengte-effect. In de semi-probabilistische benadering zoals opgenomen in de vigerende voorschriften zit (onder andere) dit lengte-effect echter al verwerkt in de aan te houden veiligheidsfactor. Pagina 13 van 68

14 2 Ontwerpbelastingen Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden In het document Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden ten behoeve van HWBP 2015 projecten (Deltares, maart 2015) is per watersysteem aangegeven hoe de hydraulische ontwerprandvoorwaarden dienen te worden bepaald. Voor de berekening van de hydraulische ontwerprandvoorwaarden zijn Hydra-modellen beschikbaar. Voor de vigerende versies van de Hydramodellen wordt verwezen naar Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden. Dit document is te vinden op Voor elk van deze Hydra-modellen zijn zogenaamde databases fysica beschikbaar waarin de gebiedsinformatie is opgenomen. Standaard worden de Hydra-modellen beschikbaar gesteld met databases HR2006, Deltamodel of WTI2011. Naast deze databases zijn er ook databases beschikbaar waarin gebiedsingrepen zijn verwerkt, bijvoorbeeld alle Ruimte voor de Rivier ingrepen. Afhankelijk van het watersysteem en de planperiode dient de bijbehorende database te worden opgevraagd en gebruikt in combinatie met het vigerende Hydra-model. Voor vragen over en uitlevering van de databases kan contact worden opgenomen met Helpdesk Water ( De afleiding van de ontwerprandvoorwaarden verschilt voor verschillende belastingtypen (o.a. het ontwerppeil en het hydraulisch belastingniveau) en verschillende watersystemen. Over het algemeen dienen de volgende stappen te worden gezet: 1 De eerste stap is het ophalen van een hydraulische database (database fysica) waarin voor een gebied (bijvoorbeeld het bovenrivierengebied) op een aantal uitvoerlocaties de waterstanden aan de teen van de dijk zijn gegeven. 2 Indien relevant, aanpassen van de statistiek en ophalen van andere gebiedsinformatie welke als input dient voor het Hydra-model voor het beschouwde watersysteem. Deze aanpassing is alleen mogelijk onder bepaalde restricties. Voorbeelden zijn het toepassen van de statistiek uit GRADE of het aanpassen van een dijknormaal op een zekere rekenlocatie. 3 Afleiden hydraulische randvoorwaarden met behulp van het Hydra-model voor het beschouwde watersysteem en de aangepaste input. 4 Correctie van de hydraulische randvoorwaarden voor klimaatverandering (indien niet reeds in het Hydra-model meegenomen) en gebiedsinformatie welke niet aangepast kan worden in het Hydra-model. 5 Correctie van de hydraulische randvoorwaarden met een onzekerheidstoeslag. Bij de hydraulische randvoorwaarden die per uitvoerlocatie worden berekend hoort een bepaalde waarde van een zogeheten stochastische variabele (onzekere grootheid). De relevante stochastische variabelen hangen af van het type gebied waarvoor het Hydra-model wordt ingezet. In het benedenrivierengebied zijn er meestal tenminste drie stochastische variabelen (zeewaterstand, rivierafvoer en faalkans stormvloedkering) in de database, in het bovenrivierengebied maar één (bijvoorbeeld de piekafvoer bij Lobith). Soms is wind een extra stochastische variabele in de database. Vaak wordt de wind alleen in de Hydra-statistiek meegenomen. Pagina 14 van 68

15 Voor een uitgebreidere beschrijving van het bepalen van de hydraulische randvoorwaarden en een toelichting op bovenstaande stappen wordt verwezen naar de Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden. Klimaatverandering Onderdeel van het bepalen van de ontwerprandvoorwaarden is het rekening houden met het verwachte effect van klimaatverandering (zeespiegelstijging, meerpeilstijging en/of toename rivierafvoer) gedurende de geplande levensduur. Voor alle projecten wordt het klimaatscenario W+ (KNMI, 2006) aangeleverd, dit komt overeen met de klimaatopgave binnen de Deltascenario s Stoom en Warm (Deltares, 2011). Robuustheidstoeslag of onzekerheidstoeslag Bij het bepalen van de ontwerprandvoorwaarden dient een robuustheidstoeslag te worden meegenomen. In het OI2014 is het beter te spreken van een onzekerheidstoeslag: deze dient om de effecten van onzekerheden in het model en de statistiek te verdisconteren in de hydraulische belastingen. In de Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden zijn de meest recente onzekerheidstoeslagen gegeven voor diverse watersystemen in Nederland. In dit document wordt tevens uitgebreider ingegaan op de achtergrond en afleiding van de onzekerheidstoeslag. In tabel 4 is dit samengevat. De in de Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden bepaalde toeslag voor statistische en modelonzekerheden op waterstanden en golfbelasting is groter dan voorheen omdat er nu ook met statistische onzekerheden rekening wordt gehouden. Voorheen gebeurde dit niet. Gebruik van de onzekerheidstoeslag is alleen bedoeld voor nieuwe HWBP projecten in de MIRT-verkenningsfase of daarna. In tabel 4 is samengevat welke onzekerheidstoeslag toegepast moet worden voor verschillende watersystemen. Ter vergelijking is ook de vigerende robuustheidstoeslag gegeven zoals deze in 2009 is afgeleid. De vigerende robuustheidstoeslag is bedoeld om onzekerheden in de waterstand op te vangen, maar kan ook andere onzekerheden opvangen zoals onzekerheden in de golfoploop (ref: TROB). Deze onzekerheden in de waterstand zijn in het TROB niet nader gespecificeerd, maar omvatten in ieder geval niet de statistische onzekerheden. Tabel 4: Robuustheidstoeslag / onzekerheidstoeslag per watersysteem Watersysteem Parameter Robuustheidstoeslag 2009 Onzekerheidstoeslag OI2014v3 Rivieren (inclusief rivieren in benedenrivierengebied) Meren (inclusief Ketelmeer) Waterstand + 0,30m + 0,30m Waterstand Golfhoogte (H m,0 ) Golfperiode (T m-1,0 ) + 0,20m + 10% + 10% + 0,40m + 10% + 10% Brede wateren in benedenrivierengebied (o.a. Haringvliet, Waterstand Golfhoogte (H m,0 ) Golfperiode (T m-1,0 ) + 0,20m + 10% + 10% + 0,40m + 10% + 10% Hollandsch Diep) Pagina 15 van 68

16 Watersysteem Parameter Robuustheidstoeslag 2009 Onzekerheidstoeslag OI2014v3 Waddenzee en Kust, Westerschelde en Oosterschelde Waterstand Golfhoogte (H m,0 ) Golfperiode (T m-1,0 ) + 0,10m + 10% + 10% n.t.b.* + 10% + 10% * Op basis van de nieuwste kennis uit WTI2017 wordt overwogen de onzekerheidstoeslag voor de kustgebieden behoorlijk te verhogen. Hierover wordt echter eerst binnen het WTI2017 nog een discussie gevoerd. Derhalve wordt deze onzekerheidstoeslag aangegeven als nader te bepalen. Zolang de toeslag nog niet nader bekend is wordt de toeslag uit OI2014-vs2 gehanteerd, te weten +0.40m. Neem in voorkomende gevallen contact op met Helpdesk Water ( Verkenning gevoeligheid voor uitgangspunten bepaling hydraulische belasting In de verkenning van een dijkontwerpproject is het van belang de gevoeligheid van het ontwerp voor een aantal onzekere uitgangspunten na te gaan. Denk hierbij aan het toe te passen klimaatscenario of het toepassen van de afvoerstatistiek uit GRADE. Het maken van consequentie analyses met verschillende ontwerpuitgangspunten en tijdhorizons kan inzicht geven in de effecten van deze uitgangspunten. Met dit inzicht kan een optimalisatie van het dijkontwerp bereikt worden. Hierbij wordt opgemerkt dat een ontwerp op het einde levensduur wel aan de eis horend bij het W+ scenario moet voldoen, maar dat dit adaptief (in stappen) bereikt kan worden. Het kan hierbij lonend zijn om uit te gaan van een ontwerp met een kortere levensduur, mits het dijkontwerp uitbreidbaar is. Hierdoor zijn de effecten van het klimaatscenario op het ontwerp minder groot en kan de daadwerkelijke klimaatontwikkeling afgewacht worden. Als duidelijk is hoe de (effecten van de) klimaatontwikkeling zich doorzetten kan op een later moment alsnog besloten worden een aanvullende verbeterstap te zetten. Ontwerpwaterstanden per faalmechanisme De ontwerpwaterstand is voor alle faalmechanismen behalve overloop en golfoverslag gelijk aan de waterstand met een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de maximaal toelaatbare overstromingskans per dijktraject. Alleen bij de bepaling van de benodigde kruinhoogte wordt hier van afgeweken en moet de overschrijdingskans van de rekenwaarde van het kritieke overslagdebiet kleiner zijn dan de getalswaarde van de faalkanseis op doorsnedeniveau (zie formule 3.1). In de ontwerpwaterstand is voor alle faalmechanismen de onzekerheidstoeslag opgenomen; de onzekerheidstoeslag op de golfhoogte en golfperiode wordt alleen in rekening gebracht bij die faalmechanismen waarvoor de golfcondities relevant zijn. Voor een nadere toelichting en voorbeelden wordt verwezen naar de hoofdstukken per faalmechanisme en bijlage B. Let op in het Rivierengebied In het rivierengebied zijn rivierverruimende maatregelen mogelijk een alternatief voor dijkversterking. Bij het ontwerp dient, waar zinvol en doelmatig, rekening te worden gehouden met toekomstige mogelijkheden voor rivierverruiming. Voorkomen moet worden dat met (mogelijk dure) dijkversterkingen op de korte termijn de optie van een (mogelijk goedkopere) rivierinrichting op de lange termijn overbodig wordt gemaakt. In de Hoofdlijnen voorkeurstrategie Rivieren wordt dit als volgt benoemd: Daarbij dient niet uit het oog te worden verloren dat HWBP projecten veelal urgent zijn en niet moeten worden vertraagd door onduidelijkheid over lange termijn voorkeurstrategie. Maar anderzijds dient de aanpak van de HWBP-opgave op korte termijn de voorkeur voor rivierverruiming op de langere termijn niet on- Pagina 16 van 68

17 mogelijk (lees: onnodig) te maken en aan te sluiten bij de ambities om de waterveiligheidsopgave in samenhang met andere ruimtelijke ontwikkelingen aan te pakken. Nadere ondersteuning Indien er naast de Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden nog aanvullende informatie of uitleg noodzakelijk is, bijvoorbeeld omtrent de Hydramodellen of beschikbare databases met fysische gegevens, dan kan contact op worden genomen met Helpdesk Water ( Pagina 17 van 68

18 3 Hoogte Dit hoofdstuk geeft aan op welke wijze de minimaal benodigde kruinhoogte moet worden bepaald. De kruinhoogte dient dusdanig te worden bepaald dat de overschrijdingskans van de rekenwaarde van het kritieke overslagdebiet kleiner is dan de getalswaarde van de faalkanseis op doorsnedeniveau: P eis,dsn,ht = P max ω HT N HT (3.1) waarin P eis,dsn,ht Faalkanseis die per doorsnede aan het faalmechanisme overloop en golfoverslag wordt gesteld (per jaar) P max Maximaal toelaatbare overstromingskans van het dijktraject (per jaar) Faalkansruimtefactor voor falen door golfoverslag (0,24) (-) N HT Lengte-effectfactor voor het faalmechanisme overloop en golfoverslag (-) De lengte-effectfactor N HT varieert per dijktraject tussen 1 en 3, voor de getalswaarden per dijktraject wordt verwezen naar bijlage A. In bijlage E is een toelichting op het lengte-effect opgenomen. In tabel 5 zijn de te hanteren rekenwaarden van het kritieke overslagdebiet opgenomen. Deze rekenwaarden zijn afgeleid voor de toetsing van bestaande situaties. Uit onderzoek blijkt dat de erosiebestendigheid van grasbekledingen groter is dan voorheen werd aangehouden. Dat betekent dat de eisen uit de vigerende leidraden strenger zijn dan de eisen uit tabel 5. Tabel 5: Overzicht rekenwaarden voor het kritieke overslagdebiet Aanvullende eisen aan het binnentalud Gesloten zode Kleilaagdikte b groter dan 0,4m of taludhelling flauwer dan 1:4 Grootte van objecten (of beschadigingen) kleiner dan 0,15m Controle op afschuiven bekleding en binnentalud verplicht Gesloten zode of open zode op kleilaagdikte b van minimaal 0,4m of taludhelling flauwer dan 1:4 Controle op afschuiven bekleding en binnentalud verplicht Geen Rekenwaarde kritiek overslagdebiet 10 l/s per m (bij Hs<3m) a 5 l/s per m (bij Hs=2-3m) a 10 l/s per m (bij Hs<2m) 0,1 l/s per m Argumentatie: geen overslag toegestaan. Rekenwaarde als praktisch criterium bij fragmentarische zode. Een gesloten zode is een op het oog gesloten grasmat, zonder grote (0,15 m x 0,15 m) open plekken 2. Ga uit van een open zode bij twijfel over de realisatie van een blijvend gesloten zode (let bijv. op ervaringen uit verleden). 2 Een nadere beschrijving van de termen gesloten zode en open zode is te vinden op pagina 76 van Handreiking Toetsen Grasbekledingen op Dijken t.b.v. het opstellen van het beheerdersoordeel (BO) in de verlengde derde toetsronde d.d Pagina 18 van 68

19 a b Bij H s > 3m dient advies over de lokaal te hanteren kritieke overslagdebieten ingewonnen te worden bij de Helpdesk Water ( Bij dijkversterkingen wordt aanbevolen om voor de kleilaagdikte de strengere eisen uit de vigerende leidraden toe te passen om op dit punt een iets robuuster ontwerp te maken. Opgemerkt wordt dat ook een groter overslagdebiet mag worden gehanteerd dan in tabel 5 staat vermeld, indien de ontwerper aannemelijk kan maken dat een groter overslagdebiet kan worden toegestaan zonder dat de kering faalt. Bijzondere aandacht is vereist bij discontinuïteiten en overgangen. Hierbij is het van belang zich te realiseren dat in het ontwerp (in tegenstelling tot in de toetsing) eisen kunnen worden gesteld aan het dijkmeubilair en andere onderdelen van een waterkering die gevoelig zijn voor een groter overslagdebiet. Hiermee kan worden voorkomen dat er lokale zwakke plekken ontstaan. De kans op overschrijding van een bepaald kritiek overslagdebiet kan worden berekend met behulp van de Hydra-modellen. Bij dijktrajecten met een strenge norm gaat het hierbij om zeer strenge faalkanseisen. De ontwerper dient erop bedacht te zijn dat nieuwe inzichten kunnen ontstaan omtrent uitgangspunten over het klimaat en omgang met onzekerheden in de hydraulische belastingen in het extreme bereik. De ontwerper moet de gevoeligheid van het ontwerp op dit punt nagaan. Let op: in de overstromingskansbenadering gaat het nadrukkelijk om de kans op het doorbreken (falen) van de waterkering. Er kan dus een beduidend groter overslagdebiet worden gehanteerd in vergelijking met de vigerende ontwerppraktijk op basis van overschrijdingskansnormen (overbelastingbenadering). Wel moet de ontwerper zich ervan bewust zijn dat de kerende hoogte en de bijbehorende kansen op relatief grote overslagdebieten van invloed zijn op de schematisatie voor het faalmechanisme macrostabiliteit. Hiervoor wordt verwezen naar hoofdstuk 5. Eisen aan begaanbaarheid, waterbezwaar binnendijks, zoutbezwaar et cetera kunnen een rol spelen bij de vaststelling van het kritieke overslagdebiet. Hierbij dient echter bedacht te worden dat deze eisen niet gekoppeld moeten worden aan de faalkanseis die hoort bij de normspecificatie. Immers, de norm is vastgesteld met het uitgangspunt dat falen gelijk staat aan het optreden van een overstroming. Onder de condities waarbij een dijk faalt hoeft een dijk niet meer inspecteerbaar te zijn en doet het zout-/waterbezwaar ook niet meer ter zake. Voor deze aspecten hoeven dus ook niet dezelfde betrouwbaarheidseisen te worden gehanteerd als voor het verlies van waterkerend vermogen. Het is aan de ontwerper om reële eisen op te stellen aangaande begaanbaarheid, waterbezwaar binnendijks, zoutbezwaar et cetera. Tot slot wordt bij gebruik van het OI2014 bij de kruinhoogtebepaling geen waakhoogte meer toegepast, omdat hiermee een veilige marge wordt geïntroduceerd die feitelijk zou betekenen dat de faalkans kleiner wordt dan strikt genomen is vereist. Stel de normspecificatie (signaalwaarde) van een dijktraject uit DP2015 is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/3.333 per jaar. Dit wordt afgerond op de dichtstbijzijnde normklasse van 1/3.000 per jaar. In de faalkansbegroting is voor golfoverslag een ruimte van 24% aangehouden. De faalkanseis voor golfoverslag is dus 0,24 x 1/3.000 = 1/ per jaar. Indien voor het bewuste traject geldt N=2 (zie Bijlage A), dan is de faalkanseis voor golfoverslag op doorsnedeniveau gelijk aan 1/ / 2 = 1/ per jaar. Stel verder dat is voldaan aan de voorwaarden om te mogen rekenen met een kritiek Pagina 19 van 68

20 golfoverslagdebiet van 5 l/s/m. De dijk dient dan zodanig te worden gedimensioneerd dat de kans op overschrijding van een overslagdebiet van 5/l/s/m kleiner is dan 1/ per jaar. Pagina 20 van 68

21 4 Piping Tot op heden worden bij het faalmechanisme piping voor dijken zonder verticale elementen (zoals kwelschermen) slechts het opbarsten van de binnendijkse deklaag en terugschrijdende (interne) erosie in de watervoerende zandlaag beschouwd. In het WTI2017 wordt ook het deelfaalmechanisme heave opgenomen voor dijken met een deklaag aan de landzijde. Als gevolg van nieuwe inzichten omtrent de fluïdisatie van het zand op het moment van opbarsten van de deklaag is er nog een discussie lopende omtrent de te hanteren waarde voor de kritieke gradiënt. Daarom wordt heave in deze versie van het OI2014 vooralsnog niet meegenomen. Omgang met piping De weerstand tegen het deelfaalmechanisme piping dient te worden bepaald met het aangepaste rekenmodel van Sellmeijer [Förster et al, 2012]. Dit rekenmodel kan worden toegepast met een analytische formule of in een eindige elementen model, waarin ook tijdsafhankelijkheid en lokale heterogeniteiten meegenomen kunnen worden. Bij het bepalen van de benodigde kwelweglengte dienen de volgende veiligheidsfactoren te worden toegepast op het kritieke verval: mp b Partiële factor voor de model- en parameteronzekerheid van het deelfaalmechanisme piping (sterktefactor), deze is voor het OI2014 afhankelijk van de gestelde betrouwbaarheidseis. Deze factor vervangt de partiële weerstandsfactor γ n uit [Deltares, 2012]. Partiële factor voor de onzekerheid over de ondergrondopbouw en de water(over)spanningen (schematiseringfactor) bij het deelfaalmechanisme piping. Sterktefactor voor piping De geëiste betrouwbaarheidsindex (β eis,dsn ) voor een doorsnede volgt uit de faalkanseis per doorsnede volgens: β eis,dsn = φ 1 (P eis,dsn ) (4.1) Hierin is Φ -1 de inverse van de standaardnormale verdeling. In een studie voor het WTI2011 zijn veiligheidsfactoren voor het aangepaste rekenmodel van Sellmeijer bepaald [Lopez de la Cruz et al., 2010]. Daarbij is rekening gehouden met maximaal toelaatbare overstromingskansen van 1/1.250 per jaar in het rivierengebied. Gelet op de normspecificaties moeten de veiligheidsfactoren ook bij strengere overstromingskansnormen voldoende veiligheid bieden. Op basis van de berekeningsresultaten uit Lopez de la Cruz et al. [2010] wordt de volgende veiligheidsfactor voorgesteld: γ mp = 0,8β eis,dsn 2,4 waarbij 1,2 < mp (4.2) waarin γ mp Sterktefactor voor het deelfaalmechanisme piping (-) β eis,dsn Geëiste betrouwbaarheidsindex voor een doorsnede (-) In bijlage A is een overzicht gegeven van de aan te houden waarde van de sterktefactor mp per dijktraject. Opgemerkt wordt dat momenteel gewerkt wordt aan een Pagina 21 van 68

22 nieuwe kalibratiestudie ten behoeve van WTI Bovenstaande formule kan dus nog wijzigen en moet gezien worden als het best beschikbare. De kalibratiestudie is naar verwachting eind 2015 gereed. De voorlopige resultaten uit deze kalibratiestudie vertonen een regionaal sterk wisselend beeld. Vooral voor situaties zonder afdekkend pakket of een dun afdekkend pakket rondom het IJsselmeer, het Markermeer, in de Vechtdelta en de IJsseldelta wordt geadviseerd rekening te houden met de gevoeligheid voor een hogere factor. Voor het bovenrivierengebied en het Waddengebied lijkt formule 4.2 passend en voor het benedenrivierengebied en langs de Westerschelde te streng. Voor het benedenrivierengebied en langs de Westerschelde wordt geadviseerd rekening te houden met de gevoeligheid voor een lagere factor. Schematiseringsfactor Voor de bepaling van de schematiseringfactor zijn er geen wijzingen ten opzichte van de vigerende methodiek uit het Technisch Rapport Grondmechanisch Schematiseren (TRGS) [Calle, 2011]. Omgang met opbarsten Overeenkomstig Eurocode [NEN, 2012] dient voor het ontwerp bij een toets op opbarsten in principe een factor op de belastingen te worden toegepast conform de waarden in Tabel 6. De eindtoets dient te voldoen aan een waarde 1,0. Dit betreft een overall-toetsing, waarbij géén schematiseringsfactor hoeft worden toegepast. Tabel 6: Partiële factoren op belastingen (γ F ) Belasting Symbool Waarde Blijvend Ongunstig a Gunstig b Veranderlijk a b γ G;dst γ G;std 1,0 0,9 Ongunstig a γ Q;dst 1,2 of 1,5 Aandrijvend Weerstandbiedend Op het gewicht van de grond dient dus een factor 0,9 te worden toegepast, op het permanente deel van de waterdruk een factor 1,0 en alleen op het variabele deel van de waterdruk een factor 1,2 of 1,5. De formulering uit de Eurocode is afgeleid voor opbarstsituaties bij bouwputten, waar metingen doorgaans ontbreken. Binnen dit ontwerpinstrumentarium kan met een waarde van 1,2 worden gerekend voor het variabele deel van de waterdruk indien er metingen beschikbaar zijn bij een historische hoogwaterstand, volgens: gronddruk waterdruk 0,9 nat w dx 1,0 1,0 ( h ) 1,2 ( ) w z, x, HHW p, x w z, x, MHW z, x, HHW (4.4) waarin d x h p,x dikte deklaag in de opbarstzone (m) polderpeil in de opbarstzone, waarbij h p gelijk aan of hoger is dan het maaiveld ter plaatse 3 (m NAP) 3 Onder maatgevende omstandigheden zal de kwelstroom dusdanig kunnen zijn dat nabij opbarsten met een verzadigde situatie rekening gehouden dient te worden (zoals ook vermeld in het Technisch Rapport Zandmeevoerende Wellen (TAW, 1999)). Pagina 22 van 68

23 nat nat volumegewicht (kn/m 3 ) w volumegewicht van water (kn/m 3 ) z,x,mhw stijghoogte in de opbarstzone in de watervoerende laag bij maatgevende omstandigheden (m NAP) z,x,hhw stijghoogte in de opbarstzone in de watervoerende laag bij het historische hoogwater waarbij metingen beschikbaar zijn (m NAP) Voor het gewicht van de deklaag die uit meerdere lagen bestaat kan uiteraard worden uitgegaan van een sommatie van de gewichten van de onderscheiden grondlagen. Indien geen metingen aanwezig zijn, dient een factor van 1,5 op het variabele deel van de waterdruk te worden aangehouden. Dit is te schrijven als: gronddruk 0,9 nat w dx 1,0 (4.3) waterdruk 1,0 ( h ) 1,5 ( ) w z, x, GHW p, x w z, x, MHW z, x, GHW met in aanvulling op de eerder gebruikte symbolen: z,x,ghw stijghoogte in de opbarstzone in de watervoerende laag bij het gemiddelde jaarlijkse hoogwater (m NAP) In een specifieke situatie mag de gunstigste van beide formuleringen worden gebruikt. Opgemerkt wordt dat bij een kleine demping, φ z,x,mhw niet veel kleiner is dan MHW (φ z,x=0,mhw ). Het kan voorkomen dat als gevolg van de partiële veiligheidsfactoren de stijghoogte met veiligheid (ofwel: de rekenwaarde van de stijghoogte) hoger is dan MHW. In die gevallen geldt: gronddruk waterdruk 0,9 nat w dx 1,0 ( h ) w z,x 0, MHW p, x (4.5) Het is zeer aan te bevelen om metingen uit te voeren om gebruik te kunnen maken van een gunstige partiële veiligheidsfactor en het ontwerp niet onnodig conservatief te maken. Let op: Het OI2014 is een generiek ingestoken handreiking, waar beargumenteerd van kan worden afgeweken. Mogelijk leidt het toepassen van het OI2014 tot een bovenmatig conservatief ontwerp. De gebruiker dient zich dan ook te realiseren dat door lokaal maatwerk optimalisatie van het ontwerp vaak mogelijk is. Met name bij een relatief groot kwelwegtekort is het aan te bevelen om in te zetten maatregelen die het optreden van piping uitsluiten. Ook kunnen beheermaatregelen in combinatie met fysieke maatregelen wellicht een doelmatige oplossing bieden. Indien uit het ontwerp blijkt dat de te treffen maatregelen voor piping sterk afwijken van hetgeen bij een dergelijke waterkering verwacht mag worden, verdient het de aanbeveling om een verdiepingsslag te maken en/of een expert te raadplegen. Het Kennisplatform Risicobenadering (kpr@rws.nl) kan daarbij ondersteunen. Pagina 23 van 68

24 5 Macrostabiliteit Het ontwerpinstrumentarium 2014 bevat aanpassingen in de richtlijnen voor beoordelingen van de binnenwaartse en buitenwaartse macrostabiliteit. 5.1 Materiaalmodel DGRW is voornemens om voor macrostabiliteit-analyses over te stappen van het huidige Mohr-Coulomb model naar het Critical State Soil Model (CSSM). Het CSSM model wordt vaak ook wel aangeduid als het ongedraineerd rekenen voor klei en veen. Deze bijbehorende werkwijze wordt op dit moment binnen het WTI2017 verder uitgewerkt en is al ver gevorderd. Het toepassen van het CSSM-materiaalmodel houdt in het kort het volgende in: De toepassing van het Critical State Soil Mechanics (CSSM) model en de SHAN- SEP techniek voor het karakteriseren van het gedrag van grond (zowel zware klei, organische klei, veen en zand), in plaats van het Mohr-Coulomb model. Het maken van onderscheid tussen gedraineerd grondgedrag en ongedraineerd grondgedrag. Bij grondsoorten met een hoge doorlatendheid, zoals zand, kan drainage plaatsvinden tijdens afschuiven (taludinstabiliteit) en is sprake van gedraineerd grondgedrag. Bij grondsoorten met een lage doorlatendheid, zoals klei en veen, vindt weinig of geen drainage plaats tijdens afschuiven en is sprake van ongedraineerd grondgedrag. Het in rekening brengen van de in situ toestand van de grond via de grensspanning. Daarbij wordt onderscheid gemaakt tussen normaal geconsolideerd grondgedrag en overgeconsolideerd grondgedrag. Het rekenen met de bezwijksterkte van grond (ultimate limit state) in plaats van sterkte bij een kleine vervorming in laboratoriumproeven. Het bepalen van de schuifsterkte van klei met eentraps anisotroop geconsolideerde triaxiaalproeven en voor veen met direct simple shear proeven met constante hoogte. De grensspanning wordt in het veld bepaald met sonderingen. De ongedraineerde schuifsterkte wordt als volgt bepaald voor klei en veen: s u = σ vi S OCR m met OCR = σ vy / σ vi (5.1) Hierin zijn: s u ongedraineerde schuifsterkte (overgeconsolideerd) [kn/m 2 ] vi effectieve verticale spanning in het veld [kn/m 2 ] S normaal geconsolideerde ongedraineerde schuifsterkteratio (volgt uit triaxiaalproeven of direct simple shear proeven) [-] OCR overconsolidatiegraad [-] m exponent voor de toename van de sterkte [-] vy grensspanning (volgt uit samendrukkingsproeven of sonderingen) [kn/m 2 ] Voor zand zal met de bekende gedraineerde parameters gerekend worden. Pagina 24 van 68

25 In het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015] wordt verder ingegaan op de werkwijze voor het uitvoeren van ontwerpberekeningen met het CSSM materiaalmodel. Per locatie kan de toepassing van het CSSM-materiaalmodel zowel een positief als een negatief verschil opleveren met de huidige werkwijze. Het is daarom zeer aan te bevelen om, indien het ontwerp is gemaakt met het Mohr-Coulomb-model, de eventuele verschillen inzichtelijk te maken door het ontwerp te analyseren met het CSSM materiaalmodel. Bij grote afwijkingen wordt verzocht contact op te nemen met de Helpdesk Water en het HWBP. Op dit moment worden in het kader van het WTI2017 handreikingen en protocollen (voor labonderzoek en sonderingen) uitgewerkt. Het is daarnaast mogelijk om met default-waardes verkennende berekeningen te maken zonder uitgebreid grondonderzoek. Ook wordt binnen het WTI2017 gewerkt aan partiële veiligheidsfactoren. Via de Helpdesk Water is de laatste informatie op te vragen. Een Q&A en een handreiking is te vinden via: primaire/toetsen/faq-wti/vragen/macrostabiliteit/ Met het CSSM model moet in Nederland nog praktische ervaring opgedaan worden. Het wordt daarom zeer op prijs gesteld als ervaringen gedeeld worden via de Helpdesk Water om de toepassing verder te ontwikkelen. 5.2 Glijvlakmodellen Naar verwachting wordt in het WTI2017 het model Spencer-Van der Meij van toepassing. Indien daarmee niet tot een betrouwbaar rekenresultaat wordt gekomen, kan het model LiftVan worden gebruikt. Het is aan te bevelen om minimaal na te gaan wat het effect van het model Spencer-Van der Meij is op het ontwerp. Voor situaties met opbarsten (opbarstfactor < 1) van het achterland en het daarbij rekenen zonder sterkte in de opgebarsten zone (c=phi=0) is het model Spencer- Van der Meij op dit moment niet geschikt. In dat geval moet worden gewerkt met de modellen LiftVan of Bishop. In het kader van de POV Macrostabiliteit wordt momenteel onderzoek gedaan naar de mate van sterktereductie bij opbarsten en opdrijven. Vooralsnog kan worden uitgegaan van de gangbare werkwijze uit de vigerende technische rapporten. 5.3 Partiële veiligheidsfactoren Bij een semi-probabilistische stabiliteitsanalyse dienen de volgende partiële veiligheidsfactoren te worden toegepast: n d m b Partiële factor die verband houdt met de normhoogte, het al dan niet falen door hoogwater en het lengte-effect (schadefactor). Partiële factor voor de modelonzekerheid (modelfactor). Partiële factor voor de onzekerheid over de materiaaleigenschappen (materiaalfactor). Partiële factor voor de onzekerheid over de ondergrondopbouw en de water(over)spanningen (schematiseringfactor). De vigerende partiële veiligheidsfactoren zijn afgeleid voor het huidige Mohr- Coulomb model. Bij het CSSM materiaalmodel (ongedraineerd rekenen) horen ande- Pagina 25 van 68

26 re partiële veiligheidsfactoren en ook de karakterisering van het lengte-effect is verschillend. Een overzicht van de achtergronden van de partiële veiligheidsfactoren is gegeven in onderstaande tabel. In de navolgende paragrafen worden de partiële veiligheidsfactoren beschreven. Tabel 7: Overzicht achtergronden partiële veiligheidsfactoren Mohr- Coulomb en CSSM Partiële veiligheidsfactor Mohr-Coulomb n schadefactor cf. Addendum TRWG [ENW, 2007] (Formule 5.2) CSSM cf. WTI2017 (Formule 5.3) d modelfactor cf. OI2014 versie 2 (Tabel 8) cf. WTI2017 (Tabel 9) m materiaalfactor cf. Addendum TRWG [ENW, 2007] b schematiseringfactor (Bijlage F) cf. WTI2017 (Bijlage F) cf. TRGS [ENW, 2012] cf. WTI2017 en TRGS [ENW, 2012] met aanpassingen Let op: De partiële veiligheidsfactoren voor het CSSM model zijn nog niet definitief. De waarden die in dit hoofdstuk worden gegeven zijn voorlopige waarden gebaseerd op oriënterende studies uit het WTI2017. Deze voorlopige waarden kunnen op dit moment worden gebruikt voor de verkenningsfase van de HWBPprojecten. Met het gereed komen van het WTI2017 (begin 2016) zullen nieuwe waarden beschikbaar komen. Het is goed denkbaar dat die definitieve partiële veiligheidsfactoren zullen afwijken van de hier genoemde voorlopige waarden. Het is daarom bij de start van een nieuwe fase van een project aan te bevelen om via de Helpdesk Water na te gaan of er nieuwe inzichten zijn. Indien uit het ontwerp blijkt dat de te treffen maatregelen voor macrostabiliteit sterk afwijken van hetgeen bij een dergelijke waterkering verwacht mag worden, verdient het de aanbeveling om een verdiepingsslag te maken en/of een expert te raadplegen. Het Kennisplatform Risicobenadering (kpr@rws.nl) kan daarbij ondersteunen. Schadefactor Via de schadefactor worden de effecten van de overstromingskansnorm en het lengte-effect in rekening gebracht. Mohr-Coulomb Voor het Mohr-Coulomb model is de relatie tussen de faalkanseis op doorsnedeniveau en de schadefactor uit het Addendum op het Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies [ENW, 2007] overgenomen: γ n = 1 + 0,13(β eis,dsn 4,0) met β eis,dsn = φ 1 (P eis,dsn ) (5.2) waarin γ n Schadefactor voor het faalmechanisme macrostabiliteit (-) β eis,dsn Geëiste betrouwbaarheidsindex voor een doorsnede (-) P eis,dsn Faalkanseis per doorsnede voor macrostabiliteit (per jaar) Pagina 26 van 68

27 CSSM Bij toepassen van het CSSM materiaalmodel dient voorlopig uit te worden gegaan van de schadefactor uit formule 5.3. Een onderbouwing is te vinden in het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015]. γ n = 1 + 0,21(β eis,dsn 4,3) met β eis,dsn = φ 1 (P eis,dsn ) (5.3) waarin γ n Schadefactor voor het faalmechanisme macrostabiliteit (-) β eis,dsn Geëiste betrouwbaarheidsindex voor een doorsnede (-) P eis,dsn Faalkanseis per doorsnede voor macrostabiliteit (per jaar). In bijlage A is een overzicht gegeven van de waarden van de partiële factoren n per dijktraject voor zowel het Mohr-Coulomb model als CSSM. Schadefactor macrostabiliteit buitenwaarts Het is gebruikelijk om voor zowel macrostabiliteit binnen- als buitenwaarts hetzelfde faalkansbudget te gebruiken [ENW, 2007]. De reden hiervoor is dat de mechanismen over het algemeen niet tegelijkertijd kritisch zijn en één van beide faalkansbijdragen dan verwaarloosbaar kan worden geacht. De bovenstaande formules voor de schadefactor zijn daarom ook bruikbaar voor de buitenwaartse stabiliteit. Hierbij dient er wel op gelet te worden dat macrostabiliteitsverlies buitenwaarts optreedt bij een val van het buitenwater. Dit betekent dat de faalkanseis op doorsnedeniveau mag worden gedeeld door de kans op een overstroming gegeven macrostabiliteitsverlies buitenwaarts. Geadviseerd wordt om bij het ontwerp een kans op een overstroming gegeven buitenwaarts macrostabiliteitsverlies van 0,1 aan te houden conform Addendum Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies [ENW, 2007]. Deze conditionele kans op een overstroming kan eventueel nader worden bepaald als dit wezenlijke besparingen zou kunnen opleveren. Dit kan worden verkend door de gevoeligheid van het ontwerp voor deze conditionele kans te onderzoeken. Modelfactoren Mohr-Coulomb Bij toepassen van het Mohr-Coulomb model dient voorlopig uit te worden gegaan van Tabel 8. Deze is overgenomen uit het OI2014 versie 2. Tabel 8: Modelfactoren voor macrostabiliteit Mohr-Coulomb Opdrukken 1? Rekenmodel Modelfactor d Nee Bishop 1,00 LiftVan, Spencer-Van der Meij 0,95 EEM met Mohr-Coulomb 1,00 Ja Bishop 2 1,10 LiftVan, Spencer-Van der Meij 1,05 EEM met Mohr-Coulomb 1,05 Horizontaal evenwicht 1,20 1 Opdrijven en opbarsten (zie Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies, 2001). 2 Tevens zogenaamde Bishop c=0, phi=0 analyses. In het kader van de POV Macrostabiliteit wordt momenteel onderzoek gedaan naar de mate van sterktereductie bij opbarsten en opdrijven. Pagina 27 van 68

28 CSSM Bij toepassen van het CSSM materiaalmodel dient voorlopig uit te worden gegaan van de modelfactoren uit Tabel 9. De onderbouwing is opgenomen in het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015]. Er wordt geen onderscheid gemaakt tussen wel of niet opdrijven. Tabel 9 Modelfactoren voor macrostabiliteit CSSM Rekenmodel Bishop 1,11 LiftVan 1,06 Spencer-Van der Meij 1,07 Modelfactor d Materiaalfactoren Mohr-Coulomb Bij toepassen van het Mohr-Coulomb model dient voorlopig uit te worden gegaan van de materiaalfactoren uit tabel van Addendum bij Technisch Rapport Waterke-rende Grondconstructies [ENW, 2007]. Deze zijn nader uitgewerkt in bijlage F. CSSM Bij toepassen van het CSSM materiaalmodel dient voorlopig uit te worden gegaan van de materiaalfactoren in bijlage F. Schematiseringsfactor Mohr-Coulomb Voor de bepaling van de schematiseringfactor zijn er geen wijzingen ten opzichte van de vigerende methodiek uit het Technisch Rapport Grondmechanisch Schematiseren (TRGS) [Calle, 2011]. CSSM Voor de bepaling van de schematiseringfactor zijn er geen wijzingen ten opzichte van de vigerende methodiek uit het Technisch Rapport Grondmechanisch Schematiseren (TRGS) [Calle, 2011]. De waarden van de schematiseringsfactor wijzigen echter wel als gevolg van de aangepaste schadefactor bij het CSSM materiaalmodel. Een aangepaste excel-rekenhulp wordt beschikbaar gesteld via de Helpdesk Water. 5.4 Relatie macrostabiliteit en golfoverslag Let op: Onderstaande teksten hebben een tijdelijk karakter. Dit wordt nog verder uitgewerkt. Op dit moment wordt een conservatief vertrekpunt gegeven. Optimalisatie hierin is doorgaans mogelijk en er kan beargumenteerd vanaf geweken worden. Met experts kan op lokaal niveau maatwerk worden geleverd. Tot op heden wordt in het ontwerp uitgegaan van overslagdebieten van 0,1 en/of 1 l/m/s. Hogere overslagdebieten tot 5 of 10 l/m/s kunnen vanuit het oogpunt van de erosiebestendigheid van de grasbekleding aan het binnentalud toelaatbaar zijn (zie ook hoofdstuk 3). Deze hogere overslagdebieten kunnen van invloed zijn op de beoordeling en schematisatie van macrostabiliteit. Pagina 28 van 68

29 Op dit moment zijn er geen handleidingen beschikbaar die ingaan op een efficiënte omgang met de interactie tussen golfoverslag en macrostabiliteit. Hoewel dit waarschijnlijk (zeer) conservatief is, kan vooralsnog worden uitgegaan van de infiltratie horend bij het overslagdebiet waarbij de kruinhoogte is bepaald. Voor de belastingsituaties (waterstand en stijghoogte) wordt conform gebruikelijke methodiek uitgegaan van MHW. Maatgevend glijvlak De nieuwe normen hebben betrekking op de kans dat er ergens in een traject een waterkering faalt met een overstroming tot gevolg. De ontwerpberekeningen moeten hierop aansluiten. De maatgevende glijcirkel moet dan ook daadwerkelijk verband houden met het optreden van een overstroming. Er moet dus rekening worden gehouden met reststerkte. De bestaande methodes voor zonering zijn afgeleid voor de overschrijdingskansbenadering bij overslagdebieten tot 0,1 of 1 l/m/s en zijn bij hogere overslagdebieten niet toepasbaar. De systematiek van zonering is opgehangen aan de overschrijdingskansbenadering en kan niet direct worden toegepast bij de overstromingskansbenadering. Op dit moment zijn er geen handleidingen beschikbaar voor de omgang met reststerkte bij overslagdebieten groter dan 1 l/m/s. Een voorlopig conservatief uitgangspunt is de aanname dat iedere glijcirkel maatgevend kan zijn. Hier kan beargumenteerd vanaf geweken worden. Het wordt aanbevolen om te onderzoeken of een minder conservatief uitgangspunt in het ontwerp mogelijk is, zodat overdimensionering wordt voorkomen. Infiltratie en freatische lijn De vuistregels voor het schematiseren de freatische lijn uit Technisch Rapport Waterspanningen bij Dijken zijn bedoeld voor overslagdebieten tot 1 l/m/s. Voor grotere overslagdebieten zijn op dit moment geen handreikingen beschikbaar. Elementen die de ligging van de freatische lijn bepalen zijn onder andere: grootte van het overslagdebiet, (stil)waterstand, belastingduur en opbouw van het dijklichaam (kernmateriaal en bekleding). Een (zeer) conservatief uitgangspunt is om uit te gaan van volledige verzadiging van het dijklichaam. Hier kan beargumenteerd vanaf geweken worden. Door middel van gevoeligheidsberekeningen kan het effect van de ligging van de freatische lijn op het ontwerp in beeld worden gebracht, ter ondersteuning van een keuze voor het ontwerp. Elke schematisatie kan (subjectief) met een kans worden gewogen en onderdeel zijn van de scenario s voor het bepalen van de schematiseringsfactor. Indien de invloed van de ligging van de freatische lijn op het ontwerp groot is, kan ook nader onderzoek worden uitgevoerd naar de invloed van infiltratie (infiltratieproef). Daarnaast is het denkbaar om door middel van ontwerpoplossingen de invloed van infiltratie op de macrostabiliteit te verkleinen. Voorbeelden hiervan zijn het toepassen van drainage of het verkleinen van de doorlatendheid van het binnentalud door aangepaste bekleding. 5.5 Verkeersbelasting Geen wijzingen ten opzichte van de vigerende methodiek. Pagina 29 van 68

30 6 Langsconstructies Beoordeling van langsconstructies binnen het OI2014 gebeurt in principe aan de hand van de groene versie van [Deltares-I, 2013] en [Deltares-II, 2013] en het bijbehorende addendum [Deltares, 2015]. De enige wijziging in dit OI betreft de bepaling van de betrouwbaarheidseisen die binnen deze documenten de basis vormen voor de aan te houden schadefactoren en de bepaling van de schadefactoren zelf. Voor een waterkering die bestaat uit een grondlichaam waarin een langsconstructie is opgenomen die de weerstand tegen instabiliteit vergroot is eenzelfde faalkansruimte beschikbaar als voor een klassieke gronddijk. Over het algemeen gedraagt deze waterkering zich fysisch gezien nog steeds als een gronddijk. Logischerwijze dient een langsconstructie binnen het OI 2014 faalkansruimte te claimen onder het (aan gronddijken gerelateerde) faalmechanisme waarvoor het de weerstand vergroot. Dat betekent dat de faalkanseis op doorsnedeniveau voor de langsconstructie wordt bepaald door het (aan gronddijken gerelateerde) faalmechanisme waarvoor de langsconstructie de weerstand vergroot volgens de werkwijze uit hoofdstuk 1 van deze Handreiking. De beschikbare faalkansruimte op doorsnedeniveau moet door middel van mogelijke faalscenario s worden vertaald naar een betrouwbaarheidseis op onderdeelniveau. De deelfaalmechanismen (en de daarbij horende faalkansverdeling) die van toepassing zijn, zijn afhankelijk van het type langsconstructie. Hiervoor wordt verwezen naar [Deltares-I, 2013] en [Deltares-II, 2013]. De faalkansverdeling over de gedefinieerde deelfaalmechanismen is in principe vrij. Vanuit de faalkansverdeling over de gedefinieerde deelfaalmechanismen kan vervolgens de vereiste doelbetrouwbaarheid per deelfaalmechanisme afgeleid worden. Vanuit de doelbetrouwbaarheid per deelfaalmechanisme volgt ten slotte per deelfaalmechanisme de afzonderlijke schadefactor γ n. Voor de bepaling van deze schadefactoren moet onderscheid worden gemaakt tussen geotechnische en constructieve deelfaalmechanismen: Voor de geotechnische deelfaalmechanismen dient een schadefactor te worden afgeleid op dezelfde wijze als bij gronddijken. Deze kan dus worden bepaald aan de hand van formule 5.1. Voor de constructieve deelfaalmechanismen moet de schadefactor worden afgeleid, uitgaande van de faalkanseis op doorsnedeniveau die betrekking heeft op alle deelfaalmechanismen voor de langsconstructie samen. Deze schadefactor kan worden bepaald aan de hand van formule 5.1. Extra onzekerheden wat betreft constructief bezwijken worden in dit geval middels een additionele veiligheidsfactor op de maatgevende snedekrachten in rekening gebracht. Hiervoor wordt verwezen naar [Deltares-I, 2013] en [Deltares-II, 2013]. De overige partiële veiligheidsfactoren worden conform de vigerende ontwerprichtlijnen bepaald ([Deltares-I, 2013], [Deltares-II, 2013] en [Deltares, 2015]). De onderliggende aanpak richt zich specifiek op complexe situaties waarin stabiliteitsanalyses met klassieke glijvlakmodellen tekort schieten (doordat hierin de invloed van de grondconstructie interactie niet kan worden meegenomen) en ontwerpbere- Pagina 30 van 68

31 keningen van bijzondere wandconstructies met een verenmodel (bv D-Sheet Piling) niet verantwoord zijn. 4. In die situaties moet toetsing plaatsvinden met een rekenmodel gebaseerd op de Eindige Elementen Methode (EEM), met twee sterkte-eisen en een vervormingseis (conform vigerende ontwerprichtlijnen): Sterkte-eis 1 De maatgevende stabiliteitsfactor voor de samengestelde waterkering in een gedraineerde stabiliteitsanalyse met EEM (in PLAXIS: Msf doorgaand bezwijken ) dient, in lijn met de aanpak bij gronddijken, minimaal gelijk te zijn aan de veiligheid tegen geotechnisch bezwijken ( EEM;g ): Msf doorgaand bezwijken EEM;g met EEM;g = n b;g d;g s (6.1) Sterkte-eis 2 Tevens dient per onderdeel volgens de NEN-EN 1900-serie de controle van de veiligheid tegen constructief bezwijken ( EEM;c ) op basis van de maatgevende snedekrachten ontleend aan dezelfde stabiliteitsanalyse met EEM te worden uitgevoerd voor de stabiliteitsfactor Msf: Msf = EEM;c met EEM;c = n b;c d;c s (6.2) De veiligheidseis dient te worden gerealiseerd door op de maatgevende snedekrachten in de constructie, zoals die berekend worden bij de stabiliteitsfactor Msf, additionele veiligheidsfactoren toe te passen. De onderliggende gedachte is dat er met de maatgevende snedekrachten zonder additionele veiligheidsfactoren een betrouwbaarheid wordt bereikt die over het algemeen lager is dan de vereiste betrouwbaarheid. Er wordt in ieder geval verondersteld dat er per mechanisme de veiligheid conform de geotechnische norm (Eurocode 7) wordt gerealiseerd (β = 3,8). Wanneer de maatgevende snedekrachten inclusief additionele veiligheidsfactoren als ontwerpwaarden voor dimensionering worden genomen, dan worden hiermee de vereiste betrouwbaarheidsindices voor de afzonderlijke mechanismen (damwand en anker) gerealiseerd. Vervormingseis Tot slot dient de kruinzakking tot maximaal 0,10 m te worden beperkt, evenals de horizontale verplaatsing van een onverankerde constructie ( 0,10 m) en de horizontale vervorming van de constructie ( 1/50 L in UGT) onder invloed van de ontwerpbelastingen. Algemeen Ten aanzien van de toe te passen verkeersbelasting wordt aanbevolen aan te sluiten op de werkwijze zoals bij de macrostabiliteit van grondlichamen wordt gehanteerd. Tot slot wordt opgemerkt dat in de ontwerprichtlijnen [Deltares-I, 2013; Deltares-II, 2013; Deltares, 2015] waarden worden toegepast die specifiek zijn afgeleid voor het waterschap Rivierenland. Gebruikers van de ontwerprichtlijn dienen zich hiervan bewust te zijn. Deze ontwerprichtlijn is nog niet uitontwikkeld; één van de aspecten die op termijn wordt voorzien is de overgang naar ongedraineerd rekenen. 4 In situaties waarin er, naast grond-constructie interactie, ook sprake is van bijvoorbeeld een complexe geometrie en/of grondlaagstratificatie, complexe waterspanningen in de ondergrond, opdrijven van het pakket slappe grondlagen en/of een complex bezwijkmechanisme Pagina 31 van 68

32 Stel de normspecificatie van een dijktraject met lengte 20 kilometer uit DP2015 is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare faalkans is dan 1/ x 3 = 1/ per jaar. Stel verder dat er sprake is van een langsconstructie in de vorm van een verankerde stalen damwand die de binnenwaartse stabiliteit moet vergroten. In de faalkansbegroting is voor macrostabiliteit een faalkansruimte van 4% aangehouden. De faalkanseis op doorsnedeniveau voor de langsconstructie is dan P eis;dsn = 0,04 x 1/ / (1+0,033 x / 50) = 1/ per jaar. Dit correspondeert met een vereist betrouwbaarheidsniveau β van 5,00 per jaar, waarvoor met formule 5.1 tot een schadefactor van 1,13 wordt gekomen (γ n = 1 + 0,13 (5,00 4) = 1,13). Stel verder dat er sprake is van de volgende onafhankelijke deelfaalmechanismen met de volgende verdeling van de faalkansruimte: a) Constructief falen door vloeien wandelement met P f;a = 40% van P eis;dsn. b) Constructief falen door bezwijken ankerlichaam met P f;b = 40% van P eis;dsn. c) Overige faalmechanismen met P f;c = 20% van P eis;dsn Dit betreft zowel geotechnisch falen door glijvlakken onder de constructie door en grondbreuk in de passieve zone (P f;c1 = 10% van P eis;dsn ) als constructief falen door breuk van de ankerstaaf, de ankerbevestiging en de gording (P f;c2 = 10% van P eis;dsn ). Ad a) en b) Voor de constructieve deelfaalmechanismen a en b volgen hieruit doelbetrouwbaarheden van P f;a =P f;b = 1/ per jaar (dus β a = β b = 5,18 per jaar). Deze vereiste betrouwbaarheidsniveaus dienen niet met een verhoogde schadefactor (ten opzichte van de schadefactor behorende bij de faalkanseis op doorsnedeniveau), maar middels een additionele veiligheidsfactor op de maatgevende snedekrachten te worden afgedekt. Voor de schadefactor geldt dus γ n,a = γ n,b = 1,13 voor de deelfaalmechanismen a en b. Ad c) Voor het geotechnische deelfaalmechanisme c1 kan een benodigde betrouwbaarheidsindex worden afgeleid van β c1 van 5,43 per jaar waarmee de verhoogde schadefactor uit formule 5.1 volgt: γ n,c1 = 1 + 0,13 (5,43 4) = 1,19. In de EEMberekening dient gecontroleerd te worden in een gedraineerde stabiliteitsanalyse of er aan deze verhoogde schadefactor γ n,c1 wordt voldaan voor de deelfaalmechanismen zoals aangegeven onder c1. Voor het constructieve deelfaalmechanisme c2 volgt dezelfde beta (β c2 ) van 5,43 per jaar. Ook hiervoor geldt dat dit vereiste betrouwbaarheidsniveaus niet met een verhoogde schadefactor (ten opzichte van de schadefactor behorende bij de faalkanseis op doorsnedeniveau), maar middels een additionele veiligheidsfactor op de snedekrachten dient te worden afgedekt. Voor de schadefactor geldt dus γ n,c2 = 1,13 voor het constructieve deelfaalmechanisme c2. Is deze zelfde langsconstructie (naast de stabiliteitsfunctie) ook bedoeld om de weerstand tegen piping te vergroten dan geldt een eis ten aanzien van de sterkte en een eis ten aanzien van piping. De eis ten aanzien van piping zal (naast zanddichtheid van het scherm) een inheidiepte-eis zijn (voortkomend uit een berekening met Lane of aan de hand van het Heave-criterium). De eis ten aanzien van sterkte is niet anders dan de eis, wanneer het scherm alleen een stabiliteitsscherm zou zijn, dus γ n,a = γ n,b = γ n,c2 = 1,13 en γ n,c1 = 1,19. Aan schermen die enkel een functie hebben om piping tegen te gaan worden geen eisen aan de sterkte gesteld, tenzij het pipingscherm de stabiliteit bij hoog water negatief beïnvloedt. Dit dient door de ontwerper te worden nagegaan. Bovenstaande methode is op schermen waar geen eisen aan de sterkte worden gesteld niet van toepassing. Pagina 32 van 68

33 In het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015] wordt ingegaan op de bepaling van de additionele veiligheidsfactor op de snedekrachten. Pagina 33 van 68

34 7 Bekledingen Steenzettingen Bij het ontwerp van steenzettingen wordt aanbevolen een overall-veiligheidsfactor te hanteren van 1,2 in plaats van 1,1. De kalibratie van veiligheidsfactoren voor steenzettingen binnen het WTI2017 resulteert in veiligheidsfactoren van circa 0,9-1,1 voor toetsdoeleinden. Omdat de meerkosten van een iets zwaardere bekleding beperkt zijn, is het verstandig de bekleding iets robuuster te ontwerpen. Asfaltbekledingen Bij het ontwerp van asfaltbekledingen wordt aanbevolen om aandacht te geven aan de kwaliteitsborging bij mengselontwerp en uitvoering. Hiervoor wordt verwezen naar het Technisch Rapport Asfalt voor Waterkeren [TAW, 2002] en het rapport State of the art Asfaltbekledingen [STOWA, 2010]. Grasbekledingen Het niveau van de overgang van steenbekleding naar grasbekleding kan bepaald worden conform het Technisch Rapport Steenzettingen Ontwerp [TAW, 2003a]. Hiervoor zijn hydraulische randvoorwaarden nodig. Deze kunnen als volgt worden bepaald: 1) Bepaal het HBN dat hoort bij het faalmechanisme overloop en golfoverslag 2) Lees uit het betreffende illustratiepunt de waterstand h HBN af en de bijbehorende golfrandvoorwaarden H s,hbn en T p,hbn 3) Pas de vigerende klimaat- en onzekerheidstoeslagen toe op de waterstand h HBN en de golfrandvoorwaarden H s,hbn en T p,hbn Let op: deze rekenstappen hebben uitsluitend betrekking op het bepalen van de hoogte tot waar de steenbekleding maximaal moet worden doorgezet en staan los van de bepaling van de sterkte van de steenbekleding. Stel de signaalwaarde van een dijktraject in het merengebied is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/ per jaar. Stel verder N=3, dan moet het HBN bepaald worden bij een overschrijdingskans van (0,24 x 1/10.000)/3 = 1/ per jaar en een zeker golfoverslagdebiet (zie hoofdstuk 3). Stel dat uit het illustratiepunt een waterstand van 2,5 m+nap kan worden afgelezen met bijbehorende golfhoogte van 2,0 m en een golfperiode van 7 sec. De steenbekleding hoeft dan niet hoger te worden doorgezet dan volgt uit de volgende randvoorwaarden: waterstand = h HBN + klimaattoeslag + onzekerheidstoeslag merengebied= 2,5 m+nap + klimaattoeslag + 0,40 m golfhoogte = 2,0 m x 1,1 = 2,20 m golfperiode = 7 sec x 1,1 = 7,7 sec Pagina 34 van 68

35 8 Kunstwerken De huidige ontwerp- en toetsregels in de Leidraad Kunstwerken [TAW, 2003] zijn reeds gekoppeld aan faalkanseisen. Deze faalkanseisen zijn gerelateerd aan de getalswaarden van de huidige normfrequenties, die zijn opgevat als maximaal toelaatbare overstromingskansen. Overloop en golfoverslag Voor overloop en golfoverslag bij kunstwerken dient te worden uitgegaan van een kritiek overloop/overslagdebiet. Welk overloop-/overslagdebiet kritiek is, is afhankelijk van het ontwerp van de constructie en/of het kombergend vermogen. Voor een nadere beschrijving wordt verwezen naar hoofdstuk 6 van het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015]. De overschrijdingskans van het kritieke debiet dient per kunstwerk kleiner te zijn dan: P eis dsn, HT P max N HT HT, (7.1) waarin P eis,dsn,ht Faalkanseis die voor het individuele kunstwerk aan het faalmechanisme overloop en golfoverslag bij kunstwerken wordt gesteld (per jaar) P max Maximaal toelaatbare overstromingskans van het dijktraject (per jaar) Faalkansruimtefactor voor falen door overloop en golfoverslag (0,24) (-) N HT Lengte-effectfactor voor het faalmechanisme overloop en golfoverslag (-) De aan te houden waarde van N HT is per traject gegeven in Bijlage A. Benadrukt wordt deze dat waarde van N HT geen betrekking heeft op het aantal kunstwerken in het traject maar veeleer te maken heeft met de variabiliteit van de oriëntatie van de keringen in het traject. Dat is bij betrouwbaarheid sluiting en piping (zie volgende pagina) anders. De benodigde kruinhoogte wordt als volgt bepaald: 1) Indien het Hydra-model dat van toepassing is met een verticale wand kan rekenen, dan kan met het Hydra-model de benodigde kruinhoogte bepaald worden bij het kritieke overslagdebiet en een gegeven terugkeertijd van de waterstand die gelijk is aan P eis,dsn,ht,. Indien het Hydra-model dat van toepassing is niet met een verticale wand kan rekenen, dan moet een profiel met talud 1:1 worden ingevoerd. 2) Vervolgens kan de waterstand en golfhoogte worden afgelezen bij een overschrijdingskans van P eis,dsn,ht 3) Pas onzekerheidstoeslagen voor het betreffende watersysteem toe op waterstand en golfhoogte + klimaattoeslag voor het betreffende watersysteem behorend bij de planperiode 4) Bepaal met deze ontwerpwaterstand en ontwerpgolfhoogte de benodigde kruinhoogte aan de hand van de formules uit de Leidraad Kunstwerken 2003 [TAW,2003]. Pagina 35 van 68

36 Betrouwbaarheid sluiting Voor betrouwbaarheid sluiting kan de faalkanseis worden bepaald met de volgende formule: P eis dsn, BS P BS max N, (7.2) BS waarin P eis,dsn,bs Faalkanseis die voor het individuele kunstwerk aan het faalmechanisme betrouwbaarheid sluiting wordt gesteld (per jaar) P max Maximaal toelaatbare overstromingskans van het dijktraject (per jaar) BS Faalkansruimtefactor voor falen door het faalmechanisme betrouwbaarheid sluiting (0,04) (-) BS Parameter ter bepaling van de fractie van de faalkansruimte voor betrouwbaarheid sluiting die voor een nieuw of te verbeteren kunstwerk beschikbaar is (-) N BS verschilt in principe voor ieder dijktraject en is afhankelijk van het aantal kunstwerken met een significante bijdrage aan het faalmechanisme betrouwbaarheid sluiting. Voor nieuw te ontwerpen of te verbeteren kunstwerken wordt aanbevolen in eerste instantie uit te gaan van het aantal kunstwerken in het dijktraject waar betrouwbaarheid sluiting een relevant aspect is met een maximum van N BS =10. Vermoedelijk is dit voor veel dijktrajecten zeer conservatief. Voor een nauwkeurigere inschatting van het lengte-effect dient te worden bepaald welk deel van de faalkansruimte voor betrouwbaarheid sluiting beschikbaar is en kan worden toebedeeld aan het te ontwerpen kunstwerk. Om de beschikbare faalkansruimte te bepalen dienen de faalkansen voor betrouwbaarheid sluiting van de overige kunstwerken in het traject te worden beschouwd. Onder andere VNK-resultaten kunnen hiervoor gebruikt worden. Indien de beschikbare faalkansruimte voor het nieuw te ontwerpen kunstwerk klein is, dan moet een afweging worden gemaakt wat het meest doelmatig is: een relatief grote factor N BS aanhouden voor het nieuw te ontwerpen kunstwerk of extra faalkansruimte creëren door verbetermaatregelen bij de overige kunstwerken in het dijktraject. Hierbij wordt opgemerkt dat dit, afhankelijk van de situatie, niet altijd fysieke maatregelen behoeven te zijn. Ook verbetering van organisatorische aspecten kan leiden tot een kleinere faalkans van de sluitingsoperatie of tot een grotere kans op herstel van een falende sluiting. Piping Voor piping (onder- en achterloopsheid) kan voor kwelwegen met verticale delen gebruik worden gemaakt van de formules van Lane en heave zoals die staan beschreven in het Technisch rapport Zandmeevoerende wellen. In de modellen van Lane en heave wordt geen gebruik gemaakt van een veiligheidsfactor die afhankelijk is van de normspecificatie. De ontwerpwaterstand die moet worden gehanteerd is de waterstand met een overschrijdingsfrequentie die gelijk is aan de maximaal toelaatbare faalkans. Dus bij een dijktraject met normspecificatie 1/3.000 per jaar moet een ontwerpwaterstand worden gehanteerd met een overschrijdingsfrequentie van 1/1.000 per jaar. Wanneer uitsluitend sprake is van horizontale kwelwegen, dient gebruik te worden gemaakt van de regels die ook bij dijken worden toegepast (zie hoofdstuk 4). De faalkanseis moet worden bepaald met onderstaande formule. Pagina 36 van 68

37 P eis dsn, PIkw P max N PIkw PIkw, (7.3) waarin P eis,dsn,pikw Faalkanseis die voor het individuele kunstwerk aan het faalmechanisme betrouwbaarheid sluiting wordt gesteld (per jaar) P max Maximaal toelaatbare overstromingskans van het dijktraject (per jaar) BS Faalkansruimtefactor voor falen door het faalmechanisme piping bij kunstwerken (0,02) (-) N PIkw Parameter ter bepaling van de fractie voor piping bij kunstwerken die voor een nieuw of te verbeteren kunstwerk beschikbaar is (-) Ook N PIkw verschilt in principe voor ieder dijktraject en is afhankelijk van het aantal kunstwerken met een significante bijdrage aan het faalmechanisme piping. Voor nieuw te ontwerpen of te verbeteren kunstwerken wordt aanbevolen in eerste instantie uit te gaan van het aantal kunstwerken in het dijktraject waar piping een relevant aspect is, met een maximum van N PIkw =10. Voor een nauwkeurigere inschatting van het lengte-effect dient te worden bepaald welk deel van de faalkansruimte beschikbaar is en kan worden toebedeeld aan het te ontwerpen kunstwerk. Om de beschikbare faalkansruimte te bepalen dienen de faalkansen voor piping van de overige kunstwerken in het traject te worden beschouwd. Onder andere VNKresultaten kunnen hiervoor gebruikt worden. Indien de beschikbare faalkansruimte voor het nieuw te ontwerpen kunstwerken klein is, dan moet een afweging worden gemaakt wat het meest doelmatig is: een relatief grote factor N PIkw aanhouden voor het nieuw te ontwerpen kunstwerk of extra faalkansruimte creëren door verbetermaatregelen bij de overige kunstwerken in het dijktraject. Sterkte en stabiliteit Voor constructief falen worden in het OI2014 géén specifieke gewijzigde ontwerpregels voorgesteld. Verwacht wordt dat een constructief ontwerp op basis van Gevolgklasse 3 uit de Eurocode bij een levensduur van 50 of 100 jaar in de praktijk een voldoende zwaar ontwerp oplevert, ongeacht de normklasse. Pagina 37 van 68

38 9 Optimalisatiemogelijkheden Gebruik van het OI2014 leidt tot mogelijk tot een robuust ontwerp, waarin optimalisatie in sommige gevallen wenselijk en mogelijk is. Optimalisatie van het ontwerp aan de sterktekant is onder andere mogelijk door: Aanpassen van de default faalkansbegroting uit tabel 1. Aanpassen van de mechanismegevoelige lengte. Aanpassen van het kritieke overslagdebiet. Daarnaast is wellicht optimalisatie mogelijk door partieel te versterken. Aanpassen van de standaard faalkansbegroting Het ontwerpproces is een iteratief proces waarbij continu keuzes worden gemaakt en uitgangspunten vast- en bijgesteld. De eerste (ontwerp) berekeningen worden uitgevoerd met startwaarden voor onder andere de faalkansbegroting. Op basis van analyse van de resultaten kan ervoor worden gekozen om de faalkansbegroting aan te passen. Afwijken van de faalkansbegroting kan zinvol zijn wanneer: Er een ontwerpopgave ligt voor een faalmechanisme met een kleine faalkansruimte, zoals macrostabiliteit. In het algemeen geldt dat het vergroten van de faalkansruimte weinig oplevert indien dit slechts beperkt plaatsvindt. Significante winst in het ontwerp kan worden geboekt als de faalkansruimte met circa een factor 5 of meer vergroot wordt. Het ruimtebeslag van een goedkope verbetermaatregel (in grond) net te groot is, bijvoorbeeld ter plaatse van een bijzonder object. Met een iets andere faalkansverdeling kan dan mogelijk een dure verbetermaatregel worden voorkomen. Een mechanisme met verbetermaatregelen wordt uitgesloten (bijvoorbeeld filter, verticaal geotextiel als maatregel tegen piping). De faalkansruimte voor piping kan dan worden benut voor andere mechanismen. Aanbevolen wordt om de faalkansbegroting pas bij te stellen als het op fenomenologische gronden aannemelijk is dat een bepaald faalmechanisme ergens veel meer/minder relevant is dan in Nederland gebruikelijk is. Uitgebreide probabilistische berekeningen worden voor verkenningsfases zeker niet aanbevolen. Het wordt niet aanbevolen de faalkansbegroting aan te passen als: De totale investering voor de versterking hierdoor marginaal wordt beïnvloed (bijvoorbeeld bij vervangen van harde bekledingen of kunstwerken). De initiële kosten zijn hier in de meeste gevallen zo groot dat optimalisatie van de faalkansbegroting weinig nut heeft. Slechts een (zeer) klein deel van het traject moet worden versterkt en de onzekerheden in de basisschematisatie groot zijn. Andere uitgangspunten (o.a. basisschematisatie, lengte-effect) meer bepalend zijn voor de versterkingsopgave of dimensies van de verbetermaatregel. Deze startwaarden dienen eerst nauwkeuriger te worden vastgesteld waarna kan overwogen de faalkansbegroting bij te stellen. Achtergrondinformatie aangaande de faalkansbegroting is opgenomen in bijlage C. Aanpassen van de mechanismegevoelige lengte Bij de faalmechanismen piping en macrostabiliteit wordt gerekend met een factor a die de fractie van de lengte van het traject voorstelt dat gevoelig is voor het betreffende faalmechanisme. Indien er op fenomenologische gronden aanwijzingen zijn Pagina 38 van 68

39 dat deze factor a voor een dijktraject te groot is ingeschat kan deze naar beneden bijgesteld worden. Hiertoe moet de werkelijke fractie van de lengte van het dijktraject ingeschat worden waarover het mechanisme van toepassing is. Eventueel vrijvallende faalkansruimte kan vervolgens worden toebedeeld aan één van de andere faalmechanismen. Stel de normspecificatie van een dijktraject in het bovenrivierengebied met lengte 20 kilometer uit DP2015 is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/ per jaar. Normaliter wordt de volgende faalkanseis op doorsnedeniveau voor piping gehanteerd: N = 1+ a x L / b = 1+ 0,9 x / 300 = 61 P eis,dsn = P max x ω / N = 1/ x 0,24 / 61 = 3,93 x 10-7 per jaar Stel verder dat binnen dit dijktraject piping over een kwart van de lengte op fenomenologische gronden is uit te sluiten. Er zijn dan twee opties: 1) Aanpassen van de factor a, waardoor de faalkanseis op doorsnedeniveau voor de rest van het dijktraject groter wordt 2) Aanpassen van de faalkansruimte ω én de factor a, waarmee de faalkanseis op doorsnedeniveau hetzelfde blijft en vrijkomende faalkansruimte aan andere faalmechanismen kan worden toegekend Optie 1) De factor a wordt gereduceerd tot 0,75 x 0,9 = 0,68. De factor ω blijft ongewijzigd voor de bepaling van de faalkanseis voor piping. De faalkanseis op doorsnedeniveau in het deel van het dijktraject dat wel gevoelig is voor piping wordt dan als volgt bepaald: N = 1+ a x L / b = 1+ 0,68 x / 300 = 46,33 P eis,dsn = P max x ω / N = 1/ x 0,24 / 46,33 = 5,18 x 10-7 per jaar Optie 2) De factor a wordt gereduceerd tot 0,75 x 0,9 = 0,68 én de factor ω wordt gereduceerd naar 0,75 x 0,24 =0,18. De faalkans op doorsnedeniveau wordt hiermee: N = 1+ a x L / b = 1+ 0,68 x / 300 = 46,33 P eis,dsn = P max x ω / N = 1/ x 0,18 / 46,33 = 3,89 x 10-7 per jaar Hierdoor valt een kwart van de faalkansruimte voor piping vrij (0,24 0,18 = 0,06). Deze vrijvallende faalkansruimte kan worden toegekend aan een ander faalmechanisme. Door de vrijgevallen faalkansruimte bijvoorbeeld toe te kennen aan macrostabiliteit binnenwaarts, kan daar 2,5 maal zoveel faalkansruimte aan worden toegekend (ω = 0,04 + 0,06 = 0,10). De schadefactor in dit voorbeeld daalt dan voor een gedraineerde analyse van 1,13 naar 1,11. Merk overigens op dat het verschil in beta-waarde tussen optie 1 (β= 4,89) en optie 2 (β= 4,94) in dit voorbeeld minimaal is. De sterktefactor voor piping zal dan ook marginaal verschillen (1,51 om 1,55). Aanpassen van het kritieke overslagdebiet Indien nog is ontworpen op overslagdebieten van 1 l/s/m of kleiner, dan is het zinvol om na te gaan onder welke voorwaarden een groter overslagdebiet toelaatbaar is. Hierbij zijn de in tabel 5 genoemde waarden géén maximum-waarden; indien de ontwerper aannemelijk kan maken dat een groter overslagdebiet kan worden toegestaan zonder dat de kering faalt of het kombergend vermogen wordt overschreden mag ook een nog groter overslagdebiet worden gehanteerd dan in tabel 5 staat vermeld. Wel wordt opgemerkt dat de grootste winst te behalen is door van 0,1 of 1 l/s/m tenminste naar 5 of 10 l/s/m te gaan. Een stap van 10 l/s/m naar 20 l/s/m Pagina 39 van 68

40 levert doorgaans een relatief klein voordeel op ten opzichte van een stap van 1 naar 10 l/s/m. Benadrukt wordt dat andere ontwerpvariabelen een minstens zo grote invloed hebben op de vereiste kruinhoogte, zoals de ligging van de berm en de ruwheid van het buitentalud. Partieel en/of gefaseerd versterken In het kader van sober en doelmatig versterken kan het goed zijn om bij het vaststellen van de versterkingsopgave meerdere zichtjaren te beschouwen. Met name indien de dijk is afgekeurd op één enkel faalmechanisme kan uit de beschouwing van de optimale ontwerplevensduur blijken dat het voor de overige faalmechanismen nog lang duurt voordat een veiligheidsopgave ontstaat. In dat geval kan het vanuit economisch opzicht optimaal zijn alleen het nu afgekeurde faalmechanisme te versterken en de andere faalmechanismen vooralsnog niet mee te versterken, ondanks dat binnen de ontwerplevensduur van het afgekeurde faalmechanisme ook voor andere faalmechanismen een veiligheidsopgave ontstaat. Op deze manier kan bij grote projecten snel (want minder ingrijpende maatregel) een groot deel van de veiligheidsopgave worden ingevuld. In een later stadium kan dan middels aanvullende maatregelen adaptief naar de norm in 2050 worden toegewerkt. Tevens kan worden afgewacht hoe de klimaatverandering zich in de toekomst voltrekt. Daardoor zouden de totale kosten lager kunnen uitvallen. Stel een dijktraject heeft een veiligheidsopgave voor het faalmechanisme bekleding en de voorgenomen ontwerplevensduur is 50 jaar. Dan kan het zo zijn dat voor de faalmechanismen overloop en overslag en piping verwacht wordt dat over 30 respectievelijk 40 jaar pas niet meer aan de veiligheidsnorm wordt voldaan. In dat geval is het waarschijnlijk economisch optimaal nu alleen de bekleding aan te pakken en de versterking van de overige faalmechanismen uit te stellen. Pagina 40 van 68

41 10 Tot besluit De faalmechanismen microstabiliteit en stabiliteit voorland zijn niet nader uitgewerkt in dit document. Voor microstabiliteit wordt aanbevolen te ontwerpen met de vigerende leidraden; verwacht wordt dat dit een voldoende veilig ontwerp oplevert. Voor de buitenwaterstand kan dezelfde waterstand worden aangehouden als bij de overige geotechnische faalmechanismen, namelijk de waterstand met een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de maximaal toelaatbare overstromingskans per dijktraject. Voor instabiliteit van het voorland wordt aanbevolen te ontwerpen met de vigerende leidraden; verwacht wordt dat dit een voldoende veilig ontwerp oplevert. Ook voor alle overige aspecten (zoals aardbevingen, kabels en leidingen en nietwaterkerende objecten) die niet in deze Handreiking zijn behandeld, wordt verwezen naar de vigerende Leidraden en Technische Rapporten. Deze zijn dan ongewijzigd van kracht. Pagina 41 van 68

42 Literatuur [Bakker et al., 2010] Henk Bakker, Joost Breedeveld & Hans Teunissen, Technisch Rapport Analyse Macrostabiliteit Dijken met de Eindige Elementen Methode, rapportage GEO-0005, Deltares, Delft, december [Calle, 2011] Ed Calle, Technisch Rapport Grondmechanisch Schematiseren bij Dijken, rapportage GEO-0007, Deltares, Delft, april [Deltares, 2011] Deltares, Deltascenario s: Verkenning van mogelijke fysieke en sociaaleconomische ontwikkelingen in de 21ste eeuw op basis van KNMI 06 en WLO-scenario s, voor gebruik in Deltaprogramma Projectnr , Deltares, Delft, [Deltares,2012] Onderzoeksrapport Zandmeevoerende wellen, kenmerk GEO-0002, Deltares, Delft, 2012 [Deltares-I, 2013] Ontwerp zelfstandig waterkerende constructies (type I) dijkversterking KIS, kenmerk GEO-0002-jvm, versie 2 definitief, jan 2013; [Deltares-II, 2013] Deltares, Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie, incl. wijzigingen juni 2014) Ontwerprichtlijn voor WSRL. Deltares, kenmerk GEO-0016, 13 maart [Deltares, 2014] Deltares, Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden. Ten behoeve van HWBP 2014 projecten. Deltares rapport HYE-0008-v1-r- Werkwijze bepaling hydraulische ontwerprandvoorwaarden. J. den Bieman, A.J. Smale. [Deltares, 2015] Addendum Ontweprichtlijn Stabiliteitsschermen, Deltares, kenmerk GEO-0008, 3 maart [ENW, 2007] Expertise Netwerk Waterkeren, Addendum bij het Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies, Ministerie van Verkeer & Waterstaat, Den Haag, juli [ENW, 2012] Expertise Netwerk Waterkeren, Technisch Rapport Grondmechanisch schematiseren bij Dijken, oktober 2012 [HWBP, 2014] HWBP, Handreiking Verkenningen, Hoogwaterbeschermingsprogramma, Den Haag, februari Pagina 42 van 68

43 [Jongejan, 2013] Jongejan, R.B., Vaststellen uitgangspunten definitieve kalibratie, WTI 2017, cluster Raamwerk, rapportage GEO-0003, Deltares, Delft, 9 december [Jongejan et al, 2014] Jongejan et al., WTI2017 Beoordeling macrostabiliteit met ongedraineerd materiaalmodel, Probabilistische analyse en voorlopige veiligheidsfactoren, kenmerk GEO-0004-jvm, Deltares, Delft, [van Duinen, 2014] Van Duinen, Modelonzekerheidsfactoren Spencer-Van der Meij model en ongedraineerde schuifsterkte, kenmerk GEO-0005, Deltares, Delft, [KNMI, 2006] KNMI, KNMI Climate Change Scenarios 2006 for the Netherlands, KNMI Scientific Report WR , KNMI, De Bilt, 2006 [Lopez de la Cruz et al, 2010] J. Lopez de la Cruz, T.Schweckendiek., C. Mai Van & W. Kanning, SBW Hervalidatie piping - HP8b Kalibratie van de veiligheidsfactoren, rapportage GEO- 0005, Deltares, Delft, [RWS, 2015] Rijkswaterstaat, Achtergrondrapport OI2014v3 Deltares, Rijkswaterstaat WVL, Projectbureau VNK2, STOWA, KPR, Lelystad, [STOWA, 2010] Stichting Toegepast Onderzoek Waterbeheer, State of the art asfaltdijkbekledingen, rapportage 2010-W06, STOWA, Amersfoort, [TAW, 2001] Technische Adviescommissie voor de Waterkeringen, Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies, Rijkswaterstaat, Delft, [TAW, 2002] Technische Adviescommissie voor de Waterkeringen, Technisch Rapport Asfalt voor Waterkeren, Rijkswaterstaat, Delft, november [TAW, 2003] Technisch Adviescommissie voor de Waterkeringen, Leidraad Kunstwerken, Rijkswaterstaat, Delft, mei [TAW, 2003a] Technische Adviescommissie voor de Waterkeringen, Technisch Rapport Steenzettingen - Ontwerp, Rijkswaterstaat, december Pagina 43 van 68

44 Bijlagen Bijlage A: Faalkanseis per dijktraject voor de diverse faalmechanismen op basis van overstromingskansnorm bij vaste faalkansbegroting Pagina 44 van 68

45 Pagina 45 van 68

46 Pagina 46 van 68

47 Pagina 47 van 68

48 Bijlage B: Nadere toelichting op de overschrijdingskans van de ontwerpbelasting Pagina 48 van 68

49 1 Inleiding In deze bijlage wordt verduidelijkt hoe de ontwerpbelastingen voor de verschillende faalmechanismen bepaald moeten worden. Ook wordt toegelicht wat de relatie is tussen ontwerpbelastingen en faalkanseisen. Daartoe wordt eerst kort ingegaan op de betekenis van rekenwaarden. De ontwerpbelasting is feitelijk de rekenwaarde van de belasting, net zoals er rekenwaarden voor de sterkte-eigenschappen zijn. Golfoverslag wordt in deze bijlage afzonderlijk behandeld omdat in het OI2014 alleen bij dit faalmechanisme wordt gewerkt met een ontwerpbelasting met een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de faalkanseis op doorsnedeniveau. Bij alle andere faalmechanismen is deze overschrijdingskans getalsmatig gelijk aan de normhoogte. De reden voor dit verschil wordt in deze bijlage nader toegelicht. Hoewel de in het OI2014 gepresenteerde aanpak voor velen nieuw zal zijn, vormt deze aanpak al vele jaren de basis van bijvoorbeeld de toets- en ontwerpregels voor macrostabiliteit binnenwaarts. In het laatste hoofdstuk van dit memo wordt hier kort bij stilgestaan. 2 De betekenis van rekenwaarden Een semi-probabilistisch voorschrift is in wezen een vereenvoudigd rekenrecept waarmee kan worden beoordeeld of aan een bepaalde faalkanseis wordt voldaan. Dat wordt gedaan door het faalmechanismemodel te voeden met rekenwaarden in plaats van kansverdelingen zoals dat wordt gedaan in probabilistische analyses. De rekenwaarden zijn zodanig gedefinieerd dat ze samen een ontwerp opleveren met een voldoende kleine faalkans. Een rekenwaarde is een combinatie en een representatieve (nominale of karakteristieke) waarde en eventueel een partiële veiligheidsfactor. Een karakteristieke waarde is een waarde met een bepaalde kans van onderof overschrijding, zoals de 5%-ondergrens van laagdikte of de waterstand met een overschrijdingskans van 1/ per jaar. Representatieve waarden en partiële veiligheidsfactoren zijn niet los van elkaar te zien zijn. Over de definitie van het ontwerppeil (=karakteristieke waarde van de buitenwaterstand) staat het volgende beschreven in het achtergrondrapport bij het OI2014: Pagina 49 van 68

50 3 Ontwerpbelasting golfoverslag De semi-probabilistische ontwerpregel voor de bepaling van de kerende hoogte is gebaseerd op het uitgangspunt dat de overschrijdingskans van de rekenwaarde van het kritieke overslagdebiet kleiner moet zijn dan de getalswaarde van de faalkanseis op doorsnedeniveau. Er had in principe ook voor gekozen kunnen worden om uit te gaan van een overschrijdingskans die kleiner (of groter) is. Dan hadden de rekenwaarden van het kritieke overslagdebiet navenant kleiner (of groter) moeten zijn. De redenen waarom bij golfoverslag in het OI2014 is gekozen voor een overschrijdingskans van het hydraulisch belastingniveau dat getalsmatig gelijk is aan de faalkanseis op doorsnedeniveau zijn als volgt: 1. Door de gekozen werkwijze zal een semi-probabilistische beoordeling van de benodigde kerende hoogte zo goed mogelijk aansluiten op de uitkomsten van een volledig probabilistische beoordeling. Hierdoor wordt onnodig conservatisme in het ontwerp voorkomen. Zo zou bij gevallen waarin praktisch sprake is van overloop een zeer grote rekenwaarde van het kritiek overslagdebiet gekozen moeten worden om te zorgen dat het werken met een overschrijdingskans die een factor 4-12 groter is dan de normhoogte een voldoende veilig ontwerp zou opleveren (de faalruimtefactor is 0,24, de lengte-effectfactor N is 1-3). In gevallen waarbij golfoverslag belangrijk is, zou echter bij dezelfde overschrijdingskans een veel kleinere rekenwaarde van het kritieke overslagdebiet kunnen volstaan om de gewenste faalkans te realiseren. Dit geeft wel aan dat het moeilijk is om bij dit faalmechanisme door aanpassing van de rekenwaarde van het kritieke debiet een breed toepasbare ontwerpregel te definiëren die niet bovenmatig conservatief is. 2. In de toekomst (in het WTI2017) zal probabilistische getoetst (en ontworpen) gaan worden bij het faalmechanisme golfoverslag. Voor een gebruiker zit er nauwelijks verschil tussen een probabilistische en een semi-probabilistische overslagbeoordeling, terwijl een probabilistische beoordeling wel scherper is. In het eerste geval draait de gebruiker het golfoverslagmodel met een kansverdeling van het kritieke debiet, in het tweede geval met een rekenwaarde van het kritieke debiet. Door de werkwijze die in het OI2014 is gekozen wordt een naadloze overstap op de probabilistische methode mogelijk. De gekozen werkwijze lijkt namelijk al sterk op het vergelijken van de uitkomst van een probabilistische doorsnedeberekening met een faalkanseis op doorsnedeniveau. Bovenstaande argumenten zijn niet van toepassing op de overige faalmechanismen. Dit verklaart waarom er bij de andere faalmechanismen op een andere wijze wordt omgegaan met de ontwerpbelasting. Golfoverslag is dus een uitzondering op de regel. 4 De ontwerpbelasting bij alle overige faalmechanismen Voor de overige faalmechanismen is het ontwerppeil de waterstand met een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de maximaal toelaatbare overstromingskans. De veiligheidsfactoren zijn zodanig gekozen dat ze samen met dit ontwerppeil een kering opleveren met een voldoende kleine faalkans. Voorbeeld Stel de signaalwaarde is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/3.333 per jaar, af te ronden op 1/3.000 per jaar. Voor bijvoorbeeld piping en macrostabiliteit dient dan bij het ontwerp te worden gerekend met een lokale waterstand met een overschrijdingskans van 1/3.000 per jaar. De normhoogte en het lengte-effect hebben dus geen consequenties voor het ontwerppeil. Wel hebben ze consequenties voor de veiligheidsfactoren waarmee Pagina 50 van 68

51 bij het ontwerp moet worden gerekend. Voor macrostabiliteit binnenwaarts zit dit als volgt: In de faalkansbegroting is voor macrostabiliteit een aandeel van 4% aangehouden. De faalkanseis op trajectniveau is voor dit faalmechanisme bij een maximaal toelaatbare overstromingskans van 1/3.000 per jaar dus gelijk aan 0,04 x 1/3.000 = 1/ per jaar. Stel dat het traject 20 km lang is. Het invullen van de formule uit hoofdstuk 5 van deze Handreiking levert voor dit faalmechanisme een faalkanseis op doorsnedeniveau die gelijk is aan 1/ / (1+0,033 x m / 50m) = 1/ per jaar. Dit correspondeert met een betrouwbaarheidsindex van 4,77 (in Excel: -norm.s.inv(1/ )=4,77). Het invullen van de formule voor de schadefactor (zie hoofdstuk 5) levert vervolgens 1+0,13 x (4,77 4,0) = 1,10. De wijze waarop de schadefactor wordt berekend is overigens volledig identiek aan de wijze die staat vermeld in het Addendum op het Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies uit Bij het ontwerp van bekledingen op het buitentalud met Steentoets of Golfklap dient te worden uitgegaan van een belasting met een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de maximaal toelaatbare overstromingskans. Net zoals bij bijvoorbeeld macrostabiliteit dient er nog wel een veiligheidsfactor in rekening te worden gebracht. In deze Handreiking wordt hiervoor een waarde van 1,2 aanbevolen. Stel de signaalwaarde is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/3.333 per jaar, af te ronden op 1/3.000 per jaar. Bij het ontwerp van een steenbekleding dient de ontwerpbelasting dan te worden bepaald door in de Hydra-modellen de Q-variant toe te passen met een overschrijdingskans van 1/3.000 per jaar. Er dient vervolgens nog een overallveiligheidsfactor van 1,2 in acht te worden genomen. Voor constructief falen bij kunstwerken is het lastig op voorhand te bepalen welke situatie maatgevend is voor het bepalen van de constructieve sterkte: een hogere waterstand met lagere golven of een lagere waterstand met hogere golven. Daarom wordt aanbevolen een veilige bovengrens te hanteren. Hierbij wordt voor het ontwerppeil de waterstand aangehouden met een overschrijdingskans die getalsmatig gelijk is aan de maximaal toelaatbare overstromingskans. De golfhoogte en golfperiode worden bepaald conform paragraaf B5.3.2 van de Leidraad Kunstwerken, waarbij de windsnelheid gekozen wordt met een overschrijdingsfrequentie gelijk aan de overschrijdingsfrequentie van de ontwerpwaterstand (dus gelijk aan maximaal toelaatbare overstromingskans). Met name daar waar de correlatie tussen waterstand en windsnelheid zwak is (bijvoorbeeld bovenrivierengebied) is deze benadering zeer conservatief. Hier kan in voorkomende gevallen met behulp van deskundigen maatwerk betracht worden. Stel de signaalwaarde is 1/ per jaar. De maximaal toelaatbare overstromingskans is dan 1/ x 3 = 1/3.333 per jaar, af te ronden op 1/3.000 per jaar. Bij het bepalen van de benodigde constructieve sterkte dient de maatgevende ontwerpbelasting als volgt te worden gekozen: waterstand bepalen met een overschrijdingskans van 1/3.000 per jaar met behulp van de Hydra-modellen golven bepalen conform werkwijze paragraaf B5.3.2 van Leidraad Kunstwerken, met windsnelheid met overschrijdingsfrequentie van 1/3.000 per jaar 5 Tot besluit: vergelijking met bestaande praktijk Dat een faalkanseis op doorsnedeniveau niet gelijk hoeft te zijn aan de overschrijdingskans van het ontwerppeil is niet nieuw. Zo is bij de afleiding van de huidige veiligheidsfactoren voor beoordelingen van de binnenwaartse macrostabiliteit verondersteld dat de overschrijdingsfrequentienorm opgevat mocht worden als een Pagina 51 van 68

52 maximale overstromingskans. Vervolgens is hier een faalkanseis voor macrostabiliteit op doorsnedeniveau van afgeleid. De grootte van de schadefactor berust op deze faalkanseis. In het addendum bij het Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies uit 2007 staat over de schadefactor het volgende geschreven: De lezer kan gemakkelijk nagaan dat bij de berekeningen bij het voorbeeld over macrostabiliteit uit hoofdstuk 4 gebruik is gemaakt van formule Het enige verschil is dat in het TRWG is uitgegaan van de faalruimtefactor f=0,1 terwijl in het OI2014 een faalruimtefactor van 0,04 is gehanteerd. Pagina 52 van 68

53 Bijlage C: Achtergrondinformatie betreffende de faalkansbegroting Pagina 53 van 68

54 Wat is een faalkansbegroting? Met een faalkansbegroting wordt een overstromingskansnorm verdeeld over verschillende mechanismen. Er wordt daarbij geen rekening gehouden met correlaties tussen mechanismen. De faalkansbegroting heeft niets te maken met het verdelen van faalkansen in de ruimte, dat wil zeggen over dijkvakken binnen een dijktraject. De faalkansbegroting bepaalt uiteindelijk de vorm van de kering. Dit is weergegeven in onderstaande figuur. De overstromingskans van beide keringen is even hoog. Bij de linker kering is het dominante mechanisme falen door overslag, bij de rechter kering is dat falen door instabiliteit. Een faalkansbegroting waarbij een groot deel van de faalkansruimte is gereserveerd voor hoogte leidt tot een lagere maar brede dijk. Een faalkansbegroting waarbij een groot deel van de faalkansruimte wordt gereserveerd voor stabiliteit leidt tot een smalle hogere dijk. Waarom een faalkansbegroting? Een faalkansbegroting is nodig voor (semi) probabilistische ontwerpanalyses. De begroting wordt gebruikt voor het stellen van faalkanseisen aan mechanismen. Een faalkansbegroting kan nooit leiden tot een onveilig ontwerp. Wanneer alle mechanismen voldoen aan de faalkanseisen die voor dat mechanisme uit norm en begroting zijn afgeleid, voldoet het ontwerp automatisch aan de overstromingskansnorm. Wel kan een verkeerde faalkansbegroting leiden tot een ondoelmatig ontwerp. Een economisch (doelmatig) ontwerp ontstaat meestal wanneer aan dominante mechanismen minder strenge (groot percentage in faalkansbegroting) en aan niet relevante mechanismen strenge eisen (klein percentage in faalkansbegroting) worden gesteld. De meest economische faalkansbegroting is in de meeste gevallen min of meer gelijk aan de opbouw van de huidige werkelijke faalkansverdeling van de waterkering. Waarom een standaard faalkansbegroting? De huidige werkelijke faalkansverdeling hangt af van de specifieke situatie binnen een dijktraject. Voor de gedetailleerde toets op vakniveau is in het WTI een standaard faalkansverdeling opgesteld. Deze verdeling is gebaseerd op faalkansverdelingen die uit VNK 2 kunnen worden afgeleid. Het bleek voor WTI niet zinvol om regionale faalkansverdelingen op te stellen. Deze zouden niet significant afwijken. Pagina 54 van 68

55 De faalkansbegroting uit het WTI is in het OI2014 overgenomen. De faalkansbegroting kan als startwaarde worden gebruikt bij het bepalen van de versterkingsopgave in de verkenningsfase. In deze faalkansbegroting is 30% gereserveerd voor overig. 5 Wanneer afwijken van standaard faalkansbegroting? Bij het dimensioneren van een oplossing worden continu (schematisatie) keuzen gemaakt. In het OI2014 en andere ontwerpleidraden worden startwaarden gegeven waarmee een eerste versterkingsopgave of de grove dimensies van een versterking kunnen worden bepaald. De startwaarden zijn waarden die overal in Nederland kunnen worden toegepast. Omdat de omstandigheden in Limburg anders zijn dan op Texel zijn de startwaarden over het algemeen erg conservatief en kan het zonder nadenken gebruiken van deze waarden mogelijk tot brede en hoge dijken leiden. De faalkansbegroting uit het OI 2014 is één van deze startwaarden. In het ontwerpproces moet worden geanalyseerd welke startwaarden bovenmatig conservatief zijn en grote invloed hebben op de versterkingsopgave of dimensies van een dijkversterking. Afwijken van de faalkansbegroting kan zinvol zijn wanneer: Een mechanisme met een kleine faalkansruimte, zoals macrostabiliteit, niet voldoet. De kans is aanwezig dat het mechanisme voldoet wanneer de faalkansruimte significant wordt vergroot. Het beperkt vergroten (bijvoorbeeld met 50%) van faalkansruimten levert in het algemeen weinig op. In onderstaande tabel is voor piping en macrostabiliteit de relatie tussen faalkansruimte (w) en respectievelijk toe te passen schadefactor voor macrostabiliteit en sterktefactor voor piping aangegeven bij overstromingskansnormen van 1/3000 en 1/10000 per jaar. Het ruimtebeslag van een goedkope verbetermaatregel (in grond) net te groot is. Met een iets andere faalkansverdeling kan een dure verbetermaatregel worden voorkomen. Een mechanisme met verbetermaatregelen wordt uitgesloten. Als maatregel tegen piping kan ervoor worden gekozen om het mechanisme in een traject uit te sluiten (bijvoorbeeld filter, verticaal geotextiel). De faalkansruimte voor piping kan dan worden gebruikt voor andere mechanismen. 5 Dit zijn belastingsituaties en mechanismen waarvoor nog geen toets- en ontwerpregels conform de overstromingskansbenadering zijn uitgewerkt. Overig betekent geen reservering voor onvoorziene situaties die ontstaan door (onvoldoende) beheer of nieuwe kennis. Pagina 55 van 68

56 traject L=25 km, a en b conform hoofdstuk 1 sterktefactor piping schadefactor macrostabiliteit P max (a=0,4) ω 1/ / / / ,05 1,52 1,70 1,1 1,13 0,25 1,26 1,45 1,06 1,09 0,5 1,20* 1,34 1,04 1,07 * Betreft ondergrens formule; niet-afgeronde waarde is 1,14 Let op: het afwijken van faalkansbegroting vindt op het niveau van het dijktraject plaats. Wanneer voor een dijkvak wordt gekozen om af te wijken van de faalkansbegroting heeft dit consequenties voor de overige dijkvakken in het traject. Wanneer is aanpassen van faalkansbegroting niet aan te raden? Het wordt niet aanbevolen de faalkansbegroting aan te passen: Wanneer de totale investering voor de versterking hierdoor marginaal wordt beïnvloed. Dit is bijvoorbeeld het geval bij vervangen van harde bekledingen of kunstwerken. De initiële kosten zijn hier in de meeste gevallen zo groot dat optimalisatie van faalkansbegroting weinig nut heeft. In situaties waarbij slechts een (zeer) klein deel van het traject moet worden versterkt en de onzekerheden in de basisschematisatie groot zijn. Het aanpassen van de faalkansbegroting is pas zinvol wanneer door (grootschalig en dus duur) onderzoek de onzekerheden in de basisschematisatie zijn verkleind. Het is doelmatiger om het vak gewoon te versterken Wanneer andere uitgangspunten (onder andere basisschematisatie, lengteeffect) meer bepalend zijn voor versterkingsopgave of dimensies van verbetermaatregel. Deze startwaarden dienen eerst nauwkeuriger te worden vastgesteld waarna kan overwogen de faalkansbegroting bij te stellen. Hoe vindt aanpassing van faalkansbegroting in een project plaats? Het ontwerpproces is een iteratief proces waarbij continue keuzes worden gemaakt en uitgangspunten vast- en bijgesteld. De eerste (ontwerp) berekeningen worden uitgevoerd met startwaarden voor onder andere de basisschematisatie en faalkansbegroting. Op basis van analyse van de resultaten kan ervoor worden gekozen om de faalkansbegroting aan te passen. Dit is weergegeven in navolgend schema: Pagina 56 van 68

57 Pagina 57 van 68

58 Bijlage D: De betekenis van de norm Pagina 58 van 68

59 Pagina 59 van 68

60 Pagina 60 van 68

61 Pagina 61 van 68

62 Bijlage E: Nadere toelichting op het lengte-effect Pagina 62 van 68

63 Pagina 63 van 68

64 Pagina 64 van 68

65 Pagina 65 van 68

66 Pagina 66 van 68

67 Bijlage F: Materiaalfactoren Mohr-Coulomb: Bij toepassen van het Mohr-Coulomb model dient voorlopig uit te worden gegaan van de materiaalfactoren in Tabel 10. Dit zijn de materiaalfactoren tabel van Addendum bij Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies [ENW, 2007]. Tabel 10 Materiaalfactoren voor macrostabiliteit Mohr-Coulomb, uit Add. TRWG [ENW, 2007] CSSM: Bij toepassen van het CSSM materiaalmodel dient voorlopig uit te worden gegaan van de materiaalfactoren voor de su-ratio en de pre-overburden pressure (POP) uit Tabel 11 en Tabel 12. Een onderbouwing is te vinden in het Achtergrondrapport OI2014v3 [RWS, 2015]. Tabel 11 Materiaalfactoren su-ratio Ondergrondtype Materiaalfactor s u-ratio Veen mineraalarm 1,05 Veen kleiig 1,14 Klei organisch (komklei) 1,12 Klei met plantenresten 1,18 Klei zwaar (rivier) 1,04 Klei zwaar (marien) 1,04 Klei zandig (rivier) 1,08 Klei zandig (marien) 1,08 Dijksmateriaal klei 1,07 Dijksmateriaal zand 1,06 Zand 1,06 Pagina 67 van 68