Werkdocument Verborgen Veiligheden

Transcriptie

1 Werkdocument Verborgen Veiligheden CUR-commissie C193 "Draagvermogen van funderingspalen" Ruud Stoevelaar/Adam Bezuijen, Deltares Wim Nohl/Hein Jansen/Flip Hoefsloot. Fugro Geerhard Hannink, Gemeentewerken Rotterdam Deltares, 2012

2

3 Titel Werkdocument Verborgen Veiligheden Opdrachtgever CUR Gouda Project Kenmerk GEO gbh Pagina's 88 Trefwoorden Draagvermogen, funderingspalen, Koppejan, draagkracht Samenvatting In Nederland wordt de berekeningsmethode voor het bepalen van het draagvermogen van funderingspalen in de NEN-EN normen voorgeschreven. Het draagvermogen voor de paalpunt wordt berekend op basis van sondeergegevens met de methode Koppejan (ook wel 4d-8d methode genoemd). Voor verschillende paaltypen schrijft de norm dezelfde berekeningswijze voor, echter met toepassing van zogenaamde paalfactoren, die de invloed van het paaltype en de wijze van installeren in rekening brengen. Uit recent onderzoek in het kader van Delft Cluster, vastgelegd in CUR 229 (CUR 2010) en (Van Tol, Stoevelaar et al. 2010) volgt dat de werkelijke draagkracht van de paalpunt gemeten bij proefbelastingen op geheide palen gemiddeld 67% bedraagt van het, met de methode Koppejan, berekende draagvermogen. Voor ondiep in de zandlaag geplaatste palen ligt dit percentage wat hoger, voor dieper geplaatste palen ligt het percentage op 60%. Het berekende schachtdraagvermogen blijkt wel goed overeen te komen met de gemeten schachtwrijving. Het onderzoek is uitgevoerd op basis van een verzameling van circa 25 kwalitatief hoogwaardige proefbelastingen en omvatte zowel geprefabriceerde beton palen als gesloten stalen buispalen. In deze rapportage wordt ingegaan op het onderzoek naar een aantal aspecten die bijdragen aan de verborgen veiligheid en worden aanbevelingen gedaan voor het inrichten van vervolgonderzoek. Versie Datum Auteur Paraaf Review Paraaf Goedkeuring Paraaf Mei 2012 Ir. R. Stoevelaar/ Dr.ir. A. Bezuijen Prof.ir. A.F. van Tol Ing. A.T. Aantjes Status definitief

4

5 Inhoud Voorwoord 1 1 Inleiding 3 2 Achtergrond 5 3 Veiligheid Inleiding Inventarisatie mogelijke verborgen veiligheden Windbelasting 9 4 Onderzoek in buitenland Noorwegen Axelsson: Metingen aan geïnstrumenteerde paal in zand 12 5 Draagkrachtverandering in de tijd Resultaten quick-scan Verandering van de zandeigenschappen Relatie schachtwrijving-puntdraagkracht De mechanismen achter set-up van de wrijving Wateroverspanningen Horizontale spanningen en kruip Dilatantie en kruip Alternatieve verklaring voor resultaten Axelsson Samenvattende beschrijving set-up mechanisme Effect wisselende belastingen Empirische relaties trekcapaciteit Beschikbare Nederlandse proefgegevens Veldproeven Centrifugeproeven Aanbevelingen voor praktijk Aanbevelingen voor uit te voeren proeven 43 6 Blijvende kracht aan de paalpunt Inleiding Metingen Conclusie 48 7 Afsnuiten limietwaarden Inleiding Algemene beschouwing Puntweerstand Huidige regelgeving en achtergrond Literatuurstudie Schachtwrijving Huidige regelgeving en achtergrond Literatuurstudie 53 Werkdocument Verborgen Veiligheden i

6 7.5 Conclusie 54 8 Verdichting door groepseffect Verdichting in relatie tot q c - factor f Spanningsverhoging ondergrond - factor f Praktijkmetingen Bouwput Oosterdokseiland Amsterdam Bouwput HSL Ringvaartaquaduct Westpoort Amsterdam Literatuur Geologie - locatie heterogeniteit Conclusie 64 9 Invloed positieve wrijving - base effect Algemene beschouwing Literatuur Conclusie Wijze van beproeven - invloed reactiepalen Huidige regelgeving Aanbevelingen Windbelasting Inleiding Achtergrond Aanpak Beschouwd gebouw Rekenmodellen MFoundation INTER Berekeningen MFoundation INTER Conclusies windbelasting Conclusies Referenties 87 Bijlage(n) A Draaiboek vaststellen paalfactoren A-1 B Berekeningen met MFoundation B-1 ii Werkdocument Verborgen Veiligheden

7 Voorwoord In 2010 is CUR-publicatie 229 verschenen onder de titel Axiaal draagvermogen van funderingspalen. Het doel was ondermeer om: - op basis van eerder uitgevoerde proefbelastingen de betrouwbaarheid van bestaande rekenmodellen voor de draagkracht van op druk belaste palen nader te analyseren; - een eenduidige inschaling van paalsystemen vast te stellen in de systematiek van NEN 6743 en het bepalen van de meest optimale alpha p en alpha s waarden voor de in Nederland gangbare paalsystemen. Door gebrek aan uitgevoerde proefbelastingen zijn deze beide doelstellingen slechts ten dele gehaald (alleen voor de prefab funderingspalen). Dat betekent dat er onzekerheid blijft bestaan met betrekking tot de veiligheid van het draagvermogen. De normcommissie heeft besloten dat de alpha p en alpha s waarden die nu in de tabel van NEN 6743 staan, hun geldigheid in 2016 verliezen en dat die waarden dan met 30% worden verminderd. De sector is opgeroepen om middels proefbelastingen de werkelijke alpha p en alpha s waarden vast te stellen. Daarmee komt dan duidelijkheid en eenduidigheid ten aanzien van het draagvermogen van funderingspalen. De praktijk van paalfunderingen in Nederland toont aan dat de huidige ontwerpregels in de praktijk voldoen in die zin dat geen aanwijsbaar grotere zakkingen optreden dan volgens de norm verwacht mag worden. Het feit dat in de praktijk niet regelmatig problemen ontstaan met paalfunderingen (zoals excessieve zakkingen) betekent dat er in de gehele systematiek een aantal verborgen veiligheden moet zitten. Daarom heeft CUR-commissie C193 Draagvermogen van funderingspalen afgesproken om een vooronderzoek uit te voeren naar de verborgen veiligheden. De thans voorliggende rapportage geeft daarvan de resultaten. Tijdens het vaststellen van deze rapportage was CUR-commissie C193 Draagvermogen van funderingspalen als volgt samengesteld: Ir. G. Hannink, voorzitter Gemeentewerken Rotterdam/NEN Ing. A. Jonker, secretaris en coördinator CUR Bouw & Infra Ir. B.J. Admiraal Namens NVAF Dr.ir. P. van den Berg Deltares Prof.dr. ir. A. Bezuijen Deltares Ir. P.M.C.B.M. Cools RWS Dienst Infrastructuur Ir. H.R.E. Dekker RWS Dienst Infrastructuur Ing. P. Groen Namens AB-FAB Ing. A.F. Groeneweg Namens NVAF Ir. F.J.M. Hoefsloot Fugro GeoServices Ir. H.L. Jansen Fugro GeoServices Ir. P.J.C.M. de Kort Namens NVAF Ing. H.J.C. Laurijsen Namens AB-FAB Ir. A.J. van Seters Fugro GeoServices/NEN Ir. R. Stoevelaar Deltares Prof.ir. A.F. van Tol Deltares L. Walraven Namens AB-FAB Werkdocument Verborgen Veiligheden 1

8 Om dit vooronderzoek mogelijk te maken werden financiële bijdragen geleverd door: AB-FAB Deltares Fonds Collectief Onderzoek GWW (FCO) Fugro GeoServices BV Gemeenten (G4) NVAF RWS Dienst Infrastructuur CURNET spreekt dank uit aan deze instanties, alsmede aan de leden van de commissie, die de realisatie van deze rapportage mogelijk hebben gemaakt. juni 2012 Het bestuur van CURNET 2 Werkdocument Verborgen Veiligheden

9 measured/calculated GEO-0001, 23 mei 2012, definitief 1 Inleiding In Nederland wordt de berekeningsmethode voor het bepalen van het draagvermogen van funderingspalen in de NEN-EN normen voorgeschreven. Het draagvermogen voor de paalpunt wordt berekend op basis van sondeergegevens met de methode Koppejan (ook wel 4d-8d methode genoemd). Voor verschillende paaltypen schrijft de norm dezelfde berekeningswijze voor, echter met toepassing van zogenaamde paalfactoren, die de invloed van het paaltype en de wijze van installeren in rekening brengen. Uit recent onderzoek in het kader van Delft Cluster, vastgelegd in CUR 229 (CUR 2010) en (Van Tol, Stoevelaar et al. 2010) volgt dat de werkelijke draagkracht van de paalpunt gemeten bij proefbelastingen op geheide palen gemiddeld 67% bedraagt van het, met de methode Koppejan, berekende draagvermogen. Voor ondiep in de zandlaag geplaatste palen ligt dit percentage wat hoger, voor dieper geplaatste palen ligt het percentage op 60%. Het berekende schachtdraagvermogen blijkt wel goed overeen te komen met de gemeten schachtwrijving. Het onderzoek is uitgevoerd op basis van een verzameling van circa 25 kwalitatief hoogwaardige proefbelastingen en omvatte zowel geprefabriceerde beton palen als gesloten stalen buispalen, zie Figuur perfect fit Length/Diameter in sand Figuur 1.1 Vergelijking tussen gemeten en berekende puntdraagkrachten afhankelijk van de paalpuntdiepte in het zand (Stoevelaar, Bezuijen et al. 2011) Voor zowel punt- en schachtwrijving geldt dat de variatie in de resultaten aanzienlijk is (30-35%). Op de andere paaltypen (in de grond gevormde (idgg) palen) zijn onvoldoende kwalitatief hoogwaardige proefbelastingen uitgevoerd om een zelfde analyse uit te voeren. Voor in de grondgevormde palen is nog niet bekend of het draagvermogen bepaald uit proefbelastingen eveneens kleiner is dan berekend met de methode Koppejan. Bovendien hangt het draagvermogen van dit type paal veel meer af van de wijze van installatie dan bij de geprefabriceerde palen. Werkdocument Verborgen Veiligheden 3

10 Een andere uitkomst van het Delft Cluster/CUR onderzoek is het feit dat de spreiding in de resultaten erg groot is. De gemiddelde waarde van p voor de prefab palen bedroeg dus 0,67. De praktijk van paalfunderingen in Nederland toont aan dat de huidige ontwerpregels in de praktijk voldoen in die zin dat geen aanwijsbaar grotere zakkingen optreden dan volgens de norm verwacht mag worden. Het feit dat in de praktijk niet regelmatig problemen ontstaan met paalfunderingen (zoals excessieve zakkingen) betekent dat er in de gehele systematiek een aantal verborgen veiligheden moet zitten. De veiligheid kan lager zijn dan voorzien bij het opstellen van de normen. Door vaststellen van de werkelijke veiligheid van de Nederlandse paalfunderingen voor 2015 kan een jaarlijks terugkerende post meerkosten door lagere paalfactoren van naar schatting tientallen M - worden voorkomen. Voor in de grondgevormde palen zijn paalfactoren in het verleden toegekend zonder veel experimentele verificatie en het is nodig om ook voor deze palen na te gaan of lagere factoren voorkomen. Daarnaast wordt de kwaliteit van de paalschacht regelmatig als problematisch ervaren. In het kader van Geo-Impuls wordt daarom onderzoek gedaan naar detectiemethoden om onvoldoende kwaliteit van de paalschacht te detecteren. Vanwege bovengenoemde problemen is door Deltares voorgesteld een onderzoeksprogramma uit te voeren, zie het hoofdstuk Achtergrond. In het hier gerapporteerde vooronderzoek is vastgesteld welke mechanismen een rol spelen bij het genereren van draagkracht; de verborgen veiligheden zullen aan één of meerdere mechanismen zijn gekoppeld. Dit vooronderzoek richt zich enerzijds op het identificeren van verborgen veiligheden en te onderzoeken of het kwantificeren daarvan een aanzienlijke vermindering van de dreigende meerkosten zal kunnen betekenen. Anderzijds richt dit vooronderzoek zich op het formuleren van een goed doortimmerd, door de sector en opdrachtgevers gedragen, onderzoeksvoorstel dat leidt tot beantwoording van de onderzoeksvragen. In dit voorstel zal ook de vorming van een consortium en de route voor financiering worden uitgezet. In deze rapportage wordt ingegaan op het onderzoek naar een aantal aspecten die bijdragen aan de verborgen veiligheid en worden aanbevelingen gedaan voor het inrichten van vervolgonderzoek. 4 Werkdocument Verborgen Veiligheden

11 2 Achtergrond Na het uitkomen van het CUR/Delft Cluster rapport (CUR 2010) heeft de NEN commissie besloten om de conclusies van dat rapport niet met onmiddellijke ingang te vertalen tot een gewijzigde NEN-norm (Hannink et al., 2011). Men heeft een draaiboek opgesteld hoe de te komen tot een gewijzigde norm per 1 januari Dit draaiboek is weergegeven in Appendix A van dit rapport. Het genoemde draaiboek volgend is vanuit de CUR initiatief genomen om met diverse belanghebbenden te gaan praten. Ook is er een onderzoeksvoorstel bij Geo-Impuls ingediend. Dit onderzoekvoorstel gaat over de volgende vraagstelling. 1. Wat is de verborgen veiligheid in de berekeningsmethodiek die maakt dat er in de praktijk weinig problemen met de draagkracht van paalfunderingen zijn? 2. Welke tijdschalen spelen hierbij een rol (tijdens het wegdrukken/ in de grond vormen) in de periode vóór belasting en gedurende de belasting, statisch (gewicht) en dynamisch (trillingen door wind etc.)? 3. Wat is de bron van de (grote) variatiecoëfficiënt van 35%? Wat zijn de invloeden van heterogeniteit in de grond, van modelonzekerheid, van installatie-effecten? 4. Welke procedure voor proefbelasting van palen is de aangewezen methode in het licht van de resultaten van (3). Welk onderzoek is nodig om een generieke aanpak met paalfactoren mogelijk te maken? 5. Welke eisen kunnen en moeten aan de uitvoering (van met name idgg palen) gesteld worden? Het onderzoeksvoorstel moet leiden tot: 1. een gedragen inzicht in de mechanismen die een rol spelen bij het genereren van draagkracht door funderingspalen, voor zowel grondverdringende als in de grond gevormde palen; 2. Aanpassen van de generieke methode om op basis van sondeergegevens de verwachte draagkracht van een paalfundering te berekenen; 3. een procedure om aan nieuwe of afwijkende paaltypen eenmalig of generiek een paalfactor toe te kennen die, anders dan tot nu toe, in rekening brengt de gevonden lagere paalfactoren; 4. omdat het draagvermogen van de, in de grond gevormde palen mede bepaald wordt door de uitvoering zal het noodzakelijk zijn ook de uitvoering van dit soort systemen vast te leggen. Dat betekent dat een certificeringsysteem gekoppeld aan de draagvermogenfactoren noodzakelijk is om de werkelijke veiligheid van dit soort systemen te kunnen bepalen. Zie ook het Draaiboek in Bijlage A. Vanuit Geo-Impuls is financiering gekomen voor het vooronderzoek zoals aangegeven in het onderzoeksvoorstel. Dit rapport behandelt de resultaten van het vooronderzoek, waarbij diverse mechanismen nader zijn beschouwd. Uit de analyse zijn een tweetal mechanismen naar voren gekomen die nader onderzoek verdienen en bijdragen aan de punten 1 en 2 hierboven. Het gaat om twee onderwerpen die nog niet in de ontwerpregels voor drukpalen zijn verwerkt: toename van de draagkracht in de tijd en verdichting door groepswerking. In het buitenland is op gebied van de punten 1 en 2 belangrijk onderzoek uitgevoerd; hieraan wordt aandacht gegeven in H4. Werkdocument Verborgen Veiligheden 5

12

13 3 Veiligheid 3.1 Inleiding Het veiligheidsniveau van een constructie (deel) kan theoretisch worden vastgelegd in de kans op bezwijken gedurende een relevante tijdsperiode. In plaats van te werken met de kans op bezwijken, wordt bij de ontwikkeling van technische voorschriften tegenwoordig gebruik gemaakt van de betrouwbaarheidsindex β. Deze betrouwbaarheidsindex β staat in een directe relatie tot de kans op bezwijken (P) van de constructie of een onderdeel daarvan: β = 1,0 P = 0,16 β = 2,0 P = 0,023 β = 3,0 P = 0,0013 β = 4,0 P = 0, Tabel 3.1 De grootte van de betrouwbaarheidsindex β als functie van de kans op bezwijken P In de Eurocodes wordt aan de lidstaten de keuze gelaten om al dan niet een probabilistische berekening onder gespecificeerde omstandigheden toe te staan. De probabilistische methode werd in Nederland in de afgelopen decennia al erkend als de formele basis voor het ontwerpen en zal dat ook in de toekomst blijven. Toch zal in de praktijk hier meestal geen direct gebruik van worden gemaakt, omdat dit te bewerkelijk is en bijzondere kennis vereist. De praktische methode om het gewenste veiligheidsniveau vast te stellen loopt via een juiste keuze van de volgende (gekalibreerde) grootheden: - de gevolgklasse waarin het bouwwerk valt; - de voorgeschreven karakteristieke belastingen; - de voorgeschreven belastingsfactoren γ f en combinatiefactoren ψ; - de genormeerde rekenregels en materiaaleigenschappen; - de voorgeschreven materiaalfactor γ m. Het huidige veiligheidsniveau voor funderingspalen, waarvan de draagkracht is berekend op basis van de NEN-EN normen, wordt opgebouwd uit een belasting factor (ongeveer 1,35 a 1,5), een materiaal factor (1,2) en een statistische factor die de marge tussen de karakteristieke en de gemiddelde waarde in rekening brengt en dus een maat is voor de spreiding van de draagkracht van een funderingspaal, zowel ten gevolge van variaties in bodemopbouw en -sterkte (de conusweerstand, gemeten met een sondering) als door spreiding in het model. De grootte van de factor is afhankelijk van het aantal sonderingen (en niet van het aantal palen zoals voorheen in NEN ) en varieert van 1,1 tot 1,4. Bij het vaststelen van de grootte van deze factor is uitgegaan van een totale variatie coëfficiënt van 12 %, waarin dus zowel bodemonzekerheid als modelonzekerheid moet zitten. Werkdocument Verborgen Veiligheden 7

14 3.2 Inventarisatie mogelijke verborgen veiligheden Voor deze eerste fase is bijna uitsluitend gebruik gemaakt van de internationale literatuur. Hieruit zijn de volgende mogelijke verborgen veiligheden naar boven gekomen: 1. Verbetering van de draagkracht in de tijd Gebleken is dat het draagvermogen van een geprefabriceerde geheide paal in de tijd toeneemt. Hierover is vrij veel literatuur beschikbaar (zie Hoofdstuk 3). Wel blijkt dat het tijdseffect zeer wisselend kan zijn, o.a. afhankelijk van de zandsoort. In deze studie is daarom niet alleen het tijdseffect bestudeerd, maar is ook onderzocht welke mechanismen worden genoemd die dit tijdeffect bepalen. 2. Restspanningen in paal De restspanningen door het installatieproces kunnen een verstoring geven van de analyse van de resultaten van een proefbelasting. Het effect is belangrijk bij lange palen en grote grondstijfheid. De terugvering van de paal, na installatie levert een neerwaarts gerichte wrijving op de paalschacht en daardoor een voorspanning van de paalpunt. Bij de splitsing van de aan de paalkop gemeten kracht in het aandeel paalpunt en paalschacht wordt het aandeel paalpunt met de waarde van de restkracht onderschat en het aandeel van de schachtwrijving wordt dan met dezelfde waarde overschat. 3. Afsnuiten limietwaarden Het empirische model betreft een relatie met de conusweerstand voor de schachtwrijving en voor de draagkracht van de paalpunt. De resultaten van de berekeningen gaan niet boven de limietwaarden uit omdat er geen proefbelastingen zouden zijn die hogere waarden rechtvaardigen. 4. Groepseffecten Tijdens proefbelastingen wordt vaak een alleenstaande paal belast. De fundering van een gebouw of kunstwerk bestaat over het algemeen uit een aantal palen relatief dicht bij elkaar. Hierdoor wordt de grond verdicht en zal de draagkracht van de palen toenemen ten opzichte van de enkele paal. 5. Invloed positieve wrijving base effect Een hoge schachtwrijving geeft bij grondverdringende palen een opspanning van de grond onder de paalpunt. Dit is een koppelingseffect tussen schachtwrijving en puntdraagkracht. 6. Wijze van beproeven invloed reactiepalen Bij toepassen van reactiepalen zal bij de hogere belastingstappen tijdens een proefbelasting een vermindering van de verticale korrelspanning. De ontspanning is afhankelijk van de afstand tot de proefpaal en dit effect levert een onbedoelde reductie van de gemeten draagkracht. 7. Windbelasting Zeker voor hogere gebouwen is windbelasting een belangrijk ontwerp randvoorwaarde. Deze wordt meegenomen als een statische belasting. In werkelijkheid is dit een sterk wisselende belasting ook in een storm. De ontwerpbelasting op de fundering, veroorzaakt door windbelasting, zal daarom maar over een heel korte tijd bestaan. Door dynamische effecten is het mogelijk dat de werkelijke belasting op de palen lager is dan wat nu wordt aangenomen. Ook zal de fundering voor dergelijke kortdurende belastingen vaak sterker zijn dan voor langdurige belastingen. 8 Werkdocument Verborgen Veiligheden

15 3.3 Windbelasting De belastings- en materiaalfactoren zijn in beginsel zodanig gekozen dat daarmee het veiligheidsniveau, uitgedrukt in β, wordt behaald dat hoort bij de betreffende gevolgklasse. Voor een normaal bouwwerk is de waarde van β volgens bijlage B van NEN-EN 1990, gelijk aan 3,8 voor de ontwerplevensduur van 50 jaar. Als aanvulling hierop wordt er in Nederland van uitgegaan dat in gevallen waar wind maatgevend is, dit niveau niet wordt gehaald. In die gevallen wordt een lagere waarde gehanteerd. Een soortgelijke situatie was overigens ook bij de NEN 6700-serie het geval. Voor nieuwbouw levert tabel B2 van NEN-EN 1990 de waarden voor β op die zijn vermeld in de voorlaatste kolom van Tabel 2. Uit bijlage C van de Nationale Bijlage bij NEN-EN 1990 blijkt dat voor situaties waarbij de windbelasting dominant is, een lagere waarde beter aansluit bij de realiteit. Deze waarden zijn opgenomen in de laatste kolom. Gevolgklasse CC1 CC2 CC3 Tabel 3.2 Gevolgen van bezwijken Kans op Kans levensgevaar economische schade uitgesloten/klein Klein aanzienlijk aanzienlijk zeer groot zeer groot op Windbelasting niet maatgevend β n = 3,3 β n = 3,8 β n = 4,3 De betrouwbaarheidsindex β voor nieuwbouw voor de ontwerplevensduur Windbelasting maatgevend β n = 2,3 β n = 2,8 β n = 3,3 De waarden in de tabel zijn opgesteld uitgaande van een ontwerplevensduur van 50 jaar. Indien uitsluitend economische motieven in het spel zijn, is het rationeel deze waarden ook te hanteren bij een kortere periode. Gerekend voor een tijdseenheid van bijvoorbeeld een jaar wordt dan de faalkans daardoor groter. Dit is verdedigbaar, omdat de investering in veiligheid economisch meer rendement oplevert als men er langer van kan profiteren. In verband met menselijke veiligheid is echter een constante kans per jaar rationeler, ongeacht de ontwerplevensduur van de constructie. De β wordt daarmee hoger bij kortere ontwerplevensduren. Dit geeft dus een grens aan de verlaging van de periode waarbij men de betrouwbaarheidsindex β constant kan houden. Uitgangspunten voor het criterium van de menselijke veiligheid zijn maximaal toelaatbare faalkansen van 10-2, en per jaar voor respectievelijk de gevolgklassen CC1, CC2 en CC3. Dit leidt (bij benadering) tot de volgende waarden voor β als functie van de beschouwde periode t (in jaren): β n = 2,3 1,10 log t (gevolgklasse CC1) β n = 3,4 0,75 log t (gevolgklasse CC2) β n = 4,0 0,60 log t (gevolgklasse CC3) Werkdocument Verborgen Veiligheden 9

16 Voor gevolgklasse CC1 is het criterium van de menselijke veiligheid bij nieuwbouw nooit maatgevend. Voor de gevolgklassen CC2 en CC3 kan het maatgevend zijn voor wind (de laatste kolom van Tabel 2). In de Nationale Bijlage bij NEN-EN 1990 is dit opgelost door voor de gevolgklasse CC2 en CC3 los van de ontwerplevensduur ten behoeve van de constructieve veiligheid een zogenaamde referentieperiode in te voeren, waarmee de rekenwaarden voor belastingen en sterkte moeten worden bepaald. De referentieperioden voor deze klassen zijn minimaal 15 jaar. Via vergelijking (2) volgt dan β = 2,5, waardoor de waarde van 2,8 uit Tabel 2 voldoet. Via vergelijking (3) volgt β = 3,3, hetgeen precies gelijk is aan de waarde in Tabel 2. Ook dat geval is dus op orde. 10 Werkdocument Verborgen Veiligheden

17 4 Onderzoek in buitenland In de literatuur worden een aantal onderzoeken beschreven waarbij de verbetering van de draagkracht in de tijd (set-up) is onderzocht. Hier worden er twee van die onderzoeken wat meer in detail beschreven. Het eerste omdat dit nog een lopend onderzoek is, het tweede omdat dit promotieonderzoek meer details geeft dan gemiddeld. In de volgende hoofdstukken zullen ook andere buitenlandse onderzoeken aan de orde komen, maar minder uitgebreid. 4.1 Noorwegen In Noorwegen is in 2006 (Lied 2010) een langlopend project gestart om het tijdseffect in praktische ontwerpprocedures te beschrijven. Er worden proefbelastingen op open stalen buispalen uitgevoerd op verschillende tijdstippen na plaatsen van de palen. Het onderzoek is opgezet als Joint Industry Project en onbekend is wanneer de resultaten beschikbaar komen, maar zeker niet voor het gehele project is afgerond. Het uitgangspunt bij dit onderzoek (gebaseerd op eerdere NGI testprogramma s in ) is dat het tijdseffect in het paalpuntdraagvermogen gering is en dit voornamelijk optreedt in de vorm van een toename van de schachtwrijving. Daarom worden in dit onderzoek de palen op trek belast, zodat alleen de invloed van de schachtwrijving wordt meegenomen (zie Figuur 4.1 ). Figuur 4.1 Noors onderzoek: belasting frame voor belasten op trek De proeven worden uitgevoerd op 5 verschillende locaties met verschillende grondsoorten, zie Tabel 4.1. Tabel 4.1 Noors onderzoek: Beproefde grondsoorten in Noors onderzoek Werkdocument Verborgen Veiligheden 11

18 Het toegepaste belastingprogramma is weergegeven in Tabel 4.2, daarbij worden de palen op verschillende tijdstippen na installeren beproefd, waarbij herhaalde proeven worden uitgevoerd en een paal wordt in één geval, Pile 6, na belasten onder een permanente last gehouden die 60% is van de bezwijk (trek)last. Tabel 4.2 Noors onderzoek: Belastingprogramma Uit persoonlijke contacten is gebleken dat dit onderzoek nog niet is afgerond, maar dat inderdaad een verschil is gevonden tussen een paal die direct na installatie is getest en palen die pas na enige tijd werden belast en dat herhaalde belastingproeven op dezelfde paal tot lage schachtwrijving leiden. Kwantitatieve gegevens ontbreken echter. Het NGI-onderzoek levert belangrijke kennis over de toename van de draagkracht van open stalen buispalen. In het vervolgonderzoek zal worden getracht aansluiting bij dit onderzoek te krijgen door uitwisseling van resultaten. 4.2 Axelsson: Metingen aan geïnstrumenteerde paal in zand Een belangrijke vraag bij onderzoek naar de verbetering van de draagkracht van drukpalen is of er ook effect voor de paalpunt kan worden verwacht. Aan de Universiteit van Stockholm (Axelsson 2000) is gedetailleerd onderzoek uitgevoerd op geïnstrumenteerde drukpalen. In een eerste serie proeven zijn een tweetal prefab betonpalen voorzien van gronddrukdozen op de paalschacht op verschillende afstanden van de paalpunt. In tweede instantie is een prefab paal toegepast met ook een drukdoos in de paalpunt. Het bijbehorende sondeerprofiel is gegeven in Figuur 4.2. Het terrein is gekozen omdat uit eerdere proeven bekend was dat er een sterk tijdseffect was gemeten. 12 Werkdocument Verborgen Veiligheden

19 Figuur 4.2 Sondeergegevens proeven Axelsson, CPT1. (q c en f c zijn niet gecorrigeerd voor waterspanningen) Bij de eerste serie proeven zijn dynamische proefbelastingen uitgevoerd op diverse tijdstippen na installeren. Het schachtdraagvermogen bleek toe te nemen met de logaritme van de tijd. Op grond van de gemeten gronddrukken werd geconcludeerd dat er een duidelijke boogwerking optrad na heien van de paal en dat deze boogwerking afnam in de tijd, wat leidde tot toename van de horizontale gronddruk. De horizontale gronddruk nam toe met de diepte en was dus afhankelijk van de verticale spanning. De toename van de wrijving was te groot om alleen door kruip en toename van de horizontale spanningen te verklaren. De toename van de dilatantie is opgegeven als een belangrijk effect. Hier zijn overigens vraagtekens bij te plaatsen, zie hoofdstuk In een tweede serie proeven is met statische proefbelastingen is de feitelijke toename van de gronddruk tijdens de proef zelf onderzocht en kon de toename van de gronddruk tussen de proeftijdstippen worden gevolgd. De geïnstrumenteerde prefab betonpaal (paal D), vierkant 0,235 m, was voorzien van een gronddrukdoos aan de paalpunt (TC) en gronddrukdozen (D1 t.m. D5) langs de paalschacht. Tevens zijn op drie plaatsen piëzometers op de paalschacht aangebracht (P1, P2 en P4). Zie Figuur 4.3. Werkdocument Verborgen Veiligheden 13

20 Figuur 4.3 Paal D; prefab beton, schachtafmeting 0,235 m, paalpuntniveau -12,8 m Op deze paal zijn herhaalde proefbelastingen uitgevoerd op verschillende tijdstippen na het heien van de paal: 5 dagen na plaatsing is de eerste statische proef uitgevoerd. Daarna is de paal 0,2 m verder geheid en direct weer proefbelast (t=0 EOD). Figuur 4.4 Proevenschema paal D en impressie van de proefopstelling De reactiepalen zijn als schoorpalen uitgevoerd. Op paalpuntniveau was de afstand tussen de proefpaal en de reactiepalen 5 m. Ter plaatse van de paalkop is deze 1 m. De reactiepalen hebben een paalpuntniveau van -11,8 m. In Figuur 4.5 zijn de resultaten van de proeven weergegeven in de vorm van kopzakkingsgrafieken. Dit geeft een consistent beeld van de toename van de draagkracht in de tijd. Het blijkt de proef na doorheien een lagere draagkracht laat zien in vergelijking met de maagdelijke proef na 5 dagen. De volgende proef, 8 dagen na doorheien, komt nagenoeg overeen met de maagdelijke proef. Zie ook Figuur Werkdocument Verborgen Veiligheden

21 Figuur 4.5 Paal D; kopverplaatsingsgrafieken, static tests Axelsson (2000) Figuur 4.6 Toename draagkracht in de tijd (Davisson criterium) De resultaten van de metingen met de drukdozen tijdens de proefbelasting zijn weergegeven in Figuur 4.7 en Figuur 4.8. Werkdocument Verborgen Veiligheden 15

22 Figuur 4.7 D1 (nabij paalpunt): Toename van effectieve horizontale spanning tegen paalkopverplaatsing tijdens belasten Figuur 4.8 D5 (nabij de paalkop): Toename van effectieve horizontale spanning tegen paalkopverplaatsing tijdens belasten Met behulp van de drukdozen in de paalschacht kan de gemiddelde maximale horizontale spanning tijdens bezwijken worden afgeleid, zie Figuur 4.9. Ook hier wordt weer een lineaire afhankelijkheid gevonden tegen de logaritme van de tijd. Opmerkellijk is dat de beide virgin testen juist een lagere horizontale spanning vertonen. Hier was de paal nog wat minder diep de grond in geslagen (0,2 m). 16 Werkdocument Verborgen Veiligheden

23 Figuur 4.9 Axelsson (2000): toename van de gemiddelde horizontale effectieve spanning bij bezwijken Voor de paalpunt zijn de waarnemingen weergegeven in Figuur 4.10 en Figuur Uit deze metingen blijkt dat toch ook de paalpuntweerstand wat toeneemt. Voor palen die een belangrijk deel van hun draagvermogen halen uit de puntweerstand is deze toename niet verwaarloosbaar. Wel moet opgemerkt worden dat de toename met name gemeten wordt korte tijd na het inbrengen. De lange termijn (22 maanden) meetpunten lijken minder toe te nemen dan te verwachten is volgens de regressielijnen in Figuur Figuur 4.10 Gemeten kracht aan de paalpunt bij de verschillende proeven Werkdocument Verborgen Veiligheden 17

24 toe resistance (MPa) GEO-0001, 23 mei 2012, definitief davisson criterion ulitmate bearing cap. A=0.075 A= time (days) Figuur 4.11 Puntdraagkracht als functievan de tijd, Davissonbezwijkcriterium en 10%-bezwijkcriterium (ultimate bearing cap.) Ook wanneer de paal niet wordt belast is er een toename van de horizontale spanning op de paal, zie Tabel 4.3, al is deze toename beperkt in vergelijking met de toename gedurende belasting die hierboven is behandeld. Deze toename wordt voor een klein gedeelte veroorzaakt door spanningsrelaxatie (wanneer de paal niet wordt belast neemt naar verloop van tijd de boogwerking wat af en komt er meer belasting op de paal), zie Figuur 4.5. Een belangrijke toename van de horizontale belasting blijkt echter veroorzaakt te worden door de voorafgaande belastingsproeven. Dit zou kunnen betekenen dat bij een virgin belasting de horizontale spanning lager is en dus ook de set-up lager. Dit is echter niet aangetoond. Tabel 4.3 Toename van de horizontale spanning in rust (paal niet belast) 18 Werkdocument Verborgen Veiligheden

25 Uit de metingen wordt de conclusie getrokken dat de set-up kan worden verdeeld in drie onderdelen: 1. Een toename van σ h;gem door ageing. Toename van 20 kpa (van 23 kpa naar 43 kpa, voor 10% bezwijkcriterium). 2. Een toename van σ h;gem door spanningsrelaxatie. Toename van 6,3 kpa in 667 dagen. 3. Een toename van σ h;gem door voorgaande proefbelastingen. Toename van 5,3 kpa in 667 dagen Bij verwaarlozing van het 3 e effect als gevolg van de wijze van testen (herhaalde testen) kan worden geconcludeerd dat circa 75% van de verbetering van de draagkracht wordt veroorzaakt door ageing en circa 25% door spanningsrelaxatie, waarbij het overigens de vraag is of deze niet meer met elkaar te maken hebben dan Axelsson (2000) suggereert. Er is en wordt belangrijk buitenlands praktijkonderzoek uitgevoerd naar de verbetering van de draagkracht in de tijd. In Noorwegen, voor open stalen buispalen, en beperkter in Zweden, voor grondverdringende geheide palen is een positief tijdseffect aangetoond. Werkdocument Verborgen Veiligheden 19

26

27 5 Draagkrachtverandering in de tijd 5.1 Resultaten quick-scan In vele publicaties wordt onderscheid gemaakt in veranderingen in de draagkracht op korte termijn en op lange termijn. Wateroverspanningen en het dissipatieproces is voor de kortere termijn belangrijk en voor de iets langere termijn voor palen in klei. Voor de langere termijn voor palen in zand zijn daarnaast twee andere factoren belangrijk (Axelsson 2000): horizontale kruip door relaxatie en daardoor een verhoging van de horizontale korrelspanningen op de paalschacht; toename van de stijfheid en belemmerde dilatantie door ageing. Hierbij worden de volgende definities gehanteerd: Relaxatie: een afname van de spanning bij een gelijk blijvende deformatie; Kruip: een doorgaande vervorming onder gelijkblijvende spanningssituatie; Ageing: een verandering van grondeigenschappen veroorzaakt door wrijving, mechanische of chemische effecten; bij een constante effectieve spanning. In de aflopen tientallen jaren is een toename van de draagkracht vastgesteld voor geheide palen in zand en klei (Yan.W.M.&Yuen.K.V. 2010). Dit fenomeen wordt in de geotechnische wereld aangeduid met de term set-up. Voor deze toename van de draagkracht zijn in de literatuur eenvoudige relaties gegeven met verschillende parameters voor zand en klei. Op dit onderwerp zijn een drietal promotieonderzoeken uitgevoerd (Baxter 1999), (Axelsson 2000) (reeds beschreven) en (Augustesen 2006). Baxter heeft laboratoriumonderzoek uitgevoerd op drie soorten zand. Veranderingen in schuifstijfheid bij kleine rekken en neerslag van mineralen vertaalden zicht niet in meetbare effecten met een miniconus in de monsters. Axelsson heeft waardevolle in situ metingen uitgevoerd op geïnstrumenteerde palen in relatief los gepakt zand. Augustesen heeft alleen het gedrag van palen in klei geanalyseerd. Tot dit moment geven de herhaalde statische proefbelastingen door Axelsson de belangrijkste detailinformatie over het mechanisme van set-up voor palen in zand. Opmerkelijk is dat de gevonden literatuur zeker niet eenduidig dezelfde richting op wijst. Dit wordt ook erkend, zoals blijkt uit een citaat van Baxter & Mitchell (Baxter 2004). The findings of this study with respect to penetration resistance are generally consistent with laboratory tests performed by (Human 1992) and at least two field studies ((Jefferies 1988); (Human 1992)). However, the results are in direct contrast to laboratory studies performed by (Dowding 1968) en (Joshi 1995) and numerous examples of ageing effects reported in the field. Deze constatering betekent dus dat de resultaten van deze literatuurstudie nooit meer kunnen zijn dan voorlopige resultaten. Komurka (Komurka.V.E.&Wagner.A.B. 2003) suggereert dat het mechanisme kan worden verdeeld in 3 fasen, waarbij de duur van elke fase wordt bepaald door de grond- en Werkdocument Verborgen Veiligheden 21

28 paaleigenschappen. De duur van eerste fase varieert van enkele uren voor zand tot enkele dagen voor klei. Daarbij zijn de eerste twee fasen wel en de laatste fase niet afhankelijk van het korrelspanningsniveau: logaritmisch niet-lineair afnemende wateroverspanningen; logaritmisch lineair afnemende wateroverspanningen; ageing, onafhankelijk van verandering van de korrelspanningen; Opmerkelijk is dat Komurka geen kruip noemt als mogelijk mechanisme dat leidt tot set-up. De meest gangbare relatie is een model dat een lineair verband geeft op een log t schaal (Skov and Denver 1988): Q t Q. 1 A. 0 log 10 t0 t (1) Waarin: Q t is de paalcapaciteit op tijdstip t Q 0 is de paalcapaciteit op t 0 waarbij de toename van de capaciteit lineair wordt met de logaritme van de tijd. A is een functie van de grondsoort t 0 is de tijd voor Q 0 De modelparameters zijn daarbij als volgt: Later pasten zij de formulering aan, hetgeen neerkomt op de keuze van t 0 = 0,1: Q t Q0. 1 B.(1 log 10 t) (2) Een wat minder gelukkige keuze, omdat nu de formule dimensieafhankelijk wordt. Voor het totale draagvermogen van palen in zand vinden Yan et al. (Yan.W.M.&Yuen.K.V. 2010) op grond van een statistische analyse (83 palen) een B-waarde van 0,232. Het 90%- interval voor B is tussen 0,213 en 0,251, bij de gevonden standaard deviatie van 0,0115. De database is samengesteld uit literatuurgegevens van geheide betonnen en stalen palen met verschillende vormen en houten palen. De draagkrachtbepaling is gebaseerd op dynamische of statische proefbelastingen. 22 Werkdocument Verborgen Veiligheden

29 Capacity (kn) capacity (kn) GEO-0001, 23 mei 2012, definitief Oulapour (M.Oulapour&E.Ghayyem&S.SahahabYasrobi 2009) evalueert de eerst genoemde logaritmische relatie aan de hand van een aantal cases voor zand. De snelheid van de sterkteontwikkeling blijkt op logaritmische schaal geen constante, maar deze is afhankelijk van de tijd na installatie. Zij berekenen voor elk meetpunt de A en t 0. Dat geeft nogal grote variaties. Van de door Oulapour et al. genoemde proeven zijn er twee gekozen Axelsson B (2002) en Bullock et al. (2005). Wanneer echter A wordt bepaald aan de hand van nietlineaire regressie blijkt er toch een rechte lijn te volgen die redelijk goed door de meetpunten loopt, zie Figuur 5.1 en Figuur 5.2. Wel blijkt de waarde van de parameters A in beide proeven behoorlijk verschillend. Ook lijkt na ongeveer 100 dagen de kromme minder steil op te lopen dan volgens Vergelijking (1) wordt voorspeld. In deze berekeningen is t 0 op 1 dag gezet. Bij een andere keuze voor t 0 volgt er een andere A, maar wordt eenzelfde rechte lijn gevonden. 2,500 2,250 2,000 1,750 1,500 1,250 1, ,000 time (days) Bullock et al Q = 1689 kn 0 A = t = 1 day 0 Figuur 5.1 Metingen van Bullock et al gefit met vergelijking (1) 1,800 1,600 1,400 1,200 1, time (days) Axelsson B, 2002 Q = 989 kn 0 A = t = 1 day 0 Figuur 5.2 Metingen van Axelsson, 2002, gefit met vergelijking (1) Het set-up-verschijnsel komt voor bij praktisch alle typen geheide palen (Komurka.V.E.&Wagner.A.B. 2003); bij behandelde en onbehandelde houten palen, H-palen, open en gesloten stalen palen en prefab betonpalen. Zij stellen dat de set-up lager is bij grotere paaldiameter. Ook Axelsson (Axelsson 2000) maakt hiervan melding. Alewneh (Alewneh 2009) onderbouwt de diameterafhankelijkheid aan de hand van een inventarisatie van proefbelastingen (statisch en dynamisch). De database is samengesteld uit literatuurgegevens en die bestaat uit open en gesloten stalen buispalen, H-palen, Werkdocument Verborgen Veiligheden 23

30 prefabpalen, en een enkele houten paal. De toename van het trekdraagvermogen is hier gepresenteerd als het trekdraagvermogen na 15 dagen (Q t ) 15. Onduidelijk is wat precies Q so is, waarschijnlijk het trekdraagvermogen naar 1 dag. (de hier gerapporteerde waarden zijn wel erg hoog in vergelijking met resultaten genoemd in andere publicaties. Figuur 5.3 Toename van de schachtcapaciteit als functie van de paaldiameter Voor de in Figuur 5.1 en Figuur 5.2 geanalyseerde proeven is de (Q s ) 15 /Q so respectievelijk 1,3 en 2,5. Dit zou kunnen zitten in het verschil in paaldiameter. Beide proeven zijn uitgevoerd op vierkante palen. Bij Bullock was de breedte 0,516 m, bij Axelsson 0,235 m. De in deze proeven gevonden set-up waarden zijn dan nog relatief klein ten opzichte van de waarden getoond in Figuur 5.3. Axelsson (Axelsson 2000), zie hiervoor, heeft met een geïnstrumenteerde paal vastgesteld, bij verwaarlozing van het verstorende effect door de wijze van testen (herhaalde testen), dat circa 75% van de verbetering van de draagkracht wordt veroorzaakt door ageing en circa 25% door spanningsrelaxatie (en daarmee een hogere horizontale korrelspanning). De paal was voorzien van drukdozen in de paalschacht en in de paalpunt. Voor de paalpunt is een beperkte toename van het draagvermogen waargenomen. Hierbij moet worden opgemerkt dat de mechanismen die een rol spelen bij spanningsrelaxatie en ageing door Axelsson alleen kwalitatief worden beschreven. Het is niet onmogelijk dat een kleine toename in de horizontale spanning tijdens het trekken van palen juist het verschil maakt tussen een paal die eenvoudig omhoog wordt getrokken of een paal die min of meer geklemd wordt in het zand. De tegenstrijdige meetresultaten geven aan dat nog niet alle mechanismen zijn begrepen en deze literatuurstudie dus noodzakelijkerwijs open einden moet bevatten. Wel komt er een beeld naar voren waarover de meeste auteurs het eens zijn. 24 Werkdocument Verborgen Veiligheden

31 Dit bevat de volgende elementen: De paalpuntcapaciteit verandert nauwelijks in de tijd (Axelsson 2000); (Bullock 2005); De schachtwrijving neemt toe in de tijd. De toename is lineair met de logaritme van de tijd. Een 10 keer langere tijdsduur geeft een toename van 20% of meer; De schachtwrijving neemt toe doordat de horizontale spanning toeneemt en het zand rondom de paal meer wil dilateren. Axelsson (Axelsson 2000) geeft aan de volgende acht factoren van invloed kunnen zijn bij het voorspellen van set-up op een specifiek terrein: 1 Relatieve dichtheid en stijfheid van de grond. Deze eigenschappen hebben belangrijke invloed door de hogere horizontale spanningen die bij hogere stijfheid worden opwekt bij belasten; dit door het effect van belemmerde dilatantie. Dit is uitgebreid onderzocht door (Sobolewsky 1995); 2 Korrelverdeling. (Astedt 1994) heeft bij diverse projecten waargenomen dat de set-up bij siltig zand duidelijk hoger is dan bij grover zand. Dit kan het gevolg zijn van het hogere interactie potentieel, wat ook bij goed gegradeerde zanden kan worden verwacht; 3 De korrelsterkte. Deze heeft direct effect op het niveau van belemmerde dilatantie. Het effect van brekende korrels neemt toe met de diameter door grotere contactspanningen; 4 Korrelstructuur en vorm. Dit is van invloed op de haakweerstand tussen de korrels en dus de dilatantie. Hoekige korrels geven een grotere set-up; 5 Vochtgehalte van de grond. Een toename van het vochtgehalte geeft een reductie van de dilatantie. Dit wordt ondersteund oor de proeven van (Svinkin et al. 1994), waarbij zeer hoge set-up is waargenomen bij projecten in onverzadigd zand. Dit kan mogelijk worden veroorzaakt door de hogere effectieve spanningen en daardoor leiden tot een versnelde afbraak van de boogwerking. (Chow & Jardine 1997) geven aan dat juist een wisselende waterstand leidt tot meer set-up; 6 De concentratie zout, silica en andere verontreinigingen. (Joshi 1995) en anderen hebben dit geconstateerd. Oplossen van deze stoffen kan leiden tot toename van dilatantie. Dit wordt, zoals eerder genoemd, tegen gesproken door (Baxter & Mitchell 2004); 7 Spanningsniveau. De spanningsrelaxatie blijkt sterk toe te nemen met de diepte bij een eerste serie proeven, bij de latere proeven nam de spanningsrelaxatie echter af met de diepte; 8 Installatieproces, in samenhang met vorm en de stijfheid van de paal. Dit is van invloed op de spanningen die in de grond worden gebracht en de mate van boogwerking en spanningsrelaxatie. Ook het heien van naburige palen kan invloed hebben; dit kan een plotseling instorten van de grondboog veroorzaken. Werkdocument Verborgen Veiligheden 25

32 5.2 Verandering van de zandeigenschappen Baxter & Mitchell (D.P.Baxter&J.K.Mitchell 2004) hebben onderzocht of zandeigenschappen zelf veranderden onder invloed van ageing. Ageing is in deze proeven gedefinieerd als het veranderen van de zandeigenschappen onder invloed van chemische reacties in het poriënwater. Kenmerkend voor ageing is dus dat voor dezelfde spanningtoestand toch de mechanische eigenschappen veranderen, terwijl voor relaxatie geldt dat de spanningstoestand verandert, maar het zand geen andere eigenschappen krijgt. (Baxter 2004) gebruikten hiervoor relatief kleinschalige samples met een diameter van 14,5 cm en 22,4 cm hoog. Deze werden bewaard onder druk gedurende 30 tot 118 dagen bij verschillende temperaturen en met toepassing van verschillende porievloeistoffen. Voor en na het ageing is de looptijd van een schuifgolf bepaald en zijn sonderingen uitgevoerd met een miniconus (6,4 mm, 60 0 conus). Uit de proeven bleek de kleine rek glijdingsmodulus, bepaald uit de looptijd van de schuifgolven, wel toe te nemen, maar bleek er nauwelijks verschil in conusweerstand voor en na ageing. Aangezien er volgens (Dowding 1968) en (Joshi 1995) en diverse rapporten uit het veld (omschrijving Baxter & Mitchell), wel sprake is van een sterkte toename bij ageing, wordt door Baxter & Mitchell geconcludeerd dat er in het gerapporteerde laboratoriumonderzoek iets niet is meegenomen wat toch van belang is. Er worden verschillende mogelijke oorzaken gegeven. In het veld gaat het meestal om verdicht zand. Hierin kunnen spanningsbogen ontstaan die na verloop van tijd weer verdwijnen. In een laboratoriumopstelling wordt er homogener verdicht en zouden deze spanningsbogen niet optreden. Dit laatste zou dan betekenen dat niet ageing, maar spanningsrelaxatie, waardoor de spanningsbogen die zijn ontstaan weer verdwijnen het belangrijkste mechanisme zijn. 5.3 Relatie schachtwrijving-puntdraagkracht Voor de berekening van de capaciteit van geheide palen in zand kunnen twee verschillende ontwerpfilosofieën worden gevolgd: de eerste groep is gebaseerd op fundamentele parameters (hoek van inwendige wrijving, dichtheid en stijfheid) en de tweede groep is gebaseerd op een koppeling met in-situ proeven (sonderingen e.d.). In Nederland wordt voor de het ontwerp van funderingen gebruik gemaakt van een methode volgens de tweede groep. Het ontwerp is gebaseerd op de resultaten van sonderingen. Daarbij worden de schachtwrijving en de puntdraagkracht apart behandeld en elk wordt gekoppeld aan de conusweerstand. In de literatuur wordt regelmatig gesproken over het zogenaamde confined mechanisme, waarbij er een interactie bestaat tussen de puntspanning en de wrijving op het paaldeel direct boven de punt. Een toename van de wrijving in de tijd zou betekenen dat ook de draagkracht van de punt ook kan toenemen. De koppeling tussen beide factoren is ook af te leiden uit eerder onderzoek (P.van den Berg 1996); bij EEM-simulatie van het penetratieproces van een sondeerconus bleek de berekende drukkracht aan de paalpunt ongeveer te worden gehalveerd bij opheffen van de wrijving langs de conusmantel. De draagkracht van palen is afhankelijk van diverse factoren (M.F.Randolph&J.Dolwin&R.Beck 1994): het absolute spanningsniveau; de relatieve inbeddingsdiepte, L/D-verhouding; de samendrukbaarheid; siltgehalte van het zand. Deze factoren zijn min of meer ook van invloed op de conusweerstand en in onze ontwerpaanpak wordt hiervoor niet apart gecorrigeerd. 26 Werkdocument Verborgen Veiligheden

33 Bij berekeningen volgens de cavity expansion theorie kunnen de bovengenoemde effecten wel expliciet in rekening worden gebracht (Yasufuku, 2001). Met behulp empirische correlaties voor K 0 en een unieke relatie tussen de stijfheidsindex I r en gemiddelde volumerek is een gesloten formule afgeleid voor de puntdraagkracht. Deze is daarbij afhankelijk van vier parameters: de verticale korrelspanning σ v, overconsolidatieratio OCR, critical state wrijvingshoek φ cv. Zij tonen met behulp van een vergelijking van berekende en gemeten puntdraagkrachten aan dat het model een redelijke beschrijving kan geven, zie Figuur 5.4. Figuur 5.4 ResultatenYasufuku,(2001), Gemeten puntdraagvermogen vergeleken met formule afgeleid met de cavity expansion theorie Het model geeft aan dat bij hogere verticale spanningen de gemiddelde volumerek grote invloed heeft op de berekende puntdraagkracht; de draagkracht van de punt neemt af met toename van de samendrukbaarheid van de grond. Randolph (M.F.Randolph&J.Dolwin&R.Beck 1994) heeft een alternatieve ontwerpmethode uitgewerkt waarbij hij uitgaat van interactie tussen de wrijving boven de paalpunt en de puntdraagkracht. Hij introduceerde een factor S t als verhouding tussen de radiale effectieve spanning in de buurt van de paalpunt en de puntspanning. De radiale effectieve spanning bepaalt de schachtwrijving ter plaatse. S t q tan max b Waarin: max is de maximale schuifspanning in de buurt van de paalpunt S t is de verhouding radiale effectieve spanning en puntspanning q b is de puntspanning tan δ is de tangens van de wrijvingshoek tussen grond en paalschacht Werkdocument Verborgen Veiligheden 27

34 Uit metingen blijkt dat nabij de paalpunt relatief hogere wrijving wordt gevonden (Vesic 1970). Door White and Bolton (White.DJ&Bolton.MD 2004) is aangetoond dat een contractieve zone langs de paal ontstaat met gebroken korrels direct langs de paal. Verder is aangetoond dat de wrijving afneemt bij toenemende paalpenetratie genaamd friction fatique. Het verhoudingsgetal S t wordt toegepast voor het gebied direct rondom de paalpunt Na berekening van max wordt deze met via een exponentiële functie de maximale wrijving vertaald naar wrijving langs de paal op grotere afstand van de paalpunt. Door een vergelijking van de resultaten met een database van proefbelastingen wordt aangetoond dat berekeningen via de cavity expansion theory tot een relatief nauwe bandbreedte gemeten/berekende puntdraagkracht leidt. Hiermee wordt aangetoond dat de cavity expansion theorie in redelijk betrouwbaar inzicht kan geven over de invloed van de diverse parameters. Yang (J.Yang 2006) heeft afleidingen voor het invloedsgebied boven en onder de paalpunt op basis van de cavity expansion theory. Volgens deze berekeningen blijkt, afhankelijk van de grondeigenschappen en de paallengte, de zone onder de punt kan variëren tussen 0,5 D en 6 D. De zone boven de punt varieert tussen 0,5 D en 3,5 D. De analyse houdt geen rekening met eventueel gelaagdheid in de grond. De volgende opmerkingen worden gemaakt: 1. De samendrukbaarheid van het zand heeft een zichtbare invloed op de afmetingen van de invloedszone; 2. De invloedzone onder de paalpunt is groter dan de zone boven de paalpunt; 3. De invloedzone rond de paalpunt van een lange paal is in het algemeen kleiner dan die van een korte paal; 4. Een grotere wrijvingshoek geeft vergroting van de zone boven en de zone onder de punt; 5. De wrijvingshoek heeft een meer significante invloed op de zone boven de paalpunt dan de zone onder de paalpunt. Yang (J.Yang&F.Mu 2010) heeft voor een grondverdringende paal een benaderde analytische relatie afgeleid voor de verhouding tussen de radiale spanning op de paalschacht en de paalvoet. De S t -waarde, dus de wrijving bij de paalpunt, blijkt hierbij af te nemen bij toename van de wrijvingshoek. Voor een bepaalde wrijvingshoek en relatieve dichtheid neemt S t toe met het spanningsniveau en penetratiediepte. Voor een gegeven wrijvingshoek en spanningsniveau neemt S t af met toenemende relatieve dichtheid. De relatie voorspelt hoge waarden voor de radiale spanning voor palen zand met een hoge samendrukbaarheid. Op grond van deze bevindingen kan aannemelijk worden gemaakt dat de invloed van een toename van de wrijving niet leidt tot een evenredige toename van het puntdraagvermogen. Zeker in los gepakte zanden, met de lagere stijfheid en de lagere φ-waarde, is de invloed van de zone onder de paalpunt relatief groot. Een verbetering door ageing van de zone boven de paalpunt zal slechts beperkt doorwerken. Voor vastere zanden kan mogelijk wel een (beperkte?) verbetering in de tijd worden verwacht. 28 Werkdocument Verborgen Veiligheden

35 5.4 De mechanismen achter set-up van de wrijving Wateroverspanningen Voor de korte termijn is het dissipatieproces belangrijk. Voor palen in zand is het dissipatiegedrag niet van belang. Na enkele uren is de wateroverspanning verdwenen en statische proefbelastingen op palen worden minimaal een week na installeren uitgevoerd. De wateroverspanning voor niet-cohesieve grond bedraagt zelden meer dan 20% van de verticale korrelspanning. Ook is dilatantie en dus wateronderspanning waargenomen direct naast te palen (proeven Huy). De tijd voor dissipatie van de wateroverspanning is evenredig met de paaldiameter. Wateroverspanningen tijdens het heien zijn in zand alleen van belang de eerste uren of hooguit dagen na het inbrengen van de paal. Het set-up mechanisme speelt op een andere tijdschaal Horizontale spanningen en kruip Axelsson (Axelsson 2000) rapporteert toename van de horizontale korrelspanningen op de paalschacht van een betonpaal. Hij nam significante veranderingen waar in de horizontale spanningen tijdens opvolgende proefbelastingen door belemmerde dilatantie. Diverse studies rapporteren voor heipalen in zand en silt grote boogwerking effecten door grote tangentiële spanningen en lage radiale spanningen. Door heien van naburige palen kan de boogwerking verloren gaan en dit leidt tot verhoging van de horizontale korrelspanningen en verhoging van de trekdraagkracht. Ng (Ng.W.K.&Selemat.M.R.&Choong.K.K. 2010) laat metingen zien van toename in de tijd van de horizontale spanningen op palen door spanningsrelaxatie en de snelheid van de toename op een zekere diepte evenredig is met de normaalspanning op die diepte. De toename is direct na plaatsing het grootst en neemt af in de tijd. NB. Toename van conusweerstand in de tijd bij explosieverdichten van zand (ondergeconsolideerde zanden??). Chow (Chow, Jardine et al. 1997) geeft aan dat voor dichte marine zanden slechts een derde deel van toename kan worden toegeschreven aan ageing en dat tweederde wordt veroorzaakt door relaxatie. Voor stalen palen in zand zou de toename voor een deel worden veroorzaakt door corrosiebinding. Het belang van corrosiebinding blijkt ook uit proeven die zijn uitgevoerd door White en Zhao (2006). Zij vonden in 1-g proeven weinig tot geen set-up bij roestvrij stalen modelpalen, maar een dramatic set-up bij palen gemaakt van mild steel. Zij wijten dit aan corrosie van het mild steel Dilatantie en kruip Volgens de cavity expansion theorie is de toename van de radiale spanning op de paalschacht afhankelijk van: δh (de radiale verplaatsing door dilatantie), G (de modulus voor schuifvervorming) en de paaldiameter R. ' rd 2 hg R Werkdocument Verborgen Veiligheden 29

36 Bij een belangrijke invloed van de dilatantie zou de ageing-component afnemen bij toenemende paaldiameter. Uit de analyse van Alewneh (2009), zie Figuur 5.3 blijkt dit verband inderdaad, hoewel het aantal waarnemingen te weinig waarnemingen te beperkt is om een definitieve uitspraak te doen. Axelsson (Axelsson 2000) geeft een mogelijk mechanisme als verklaring van het waargenomen gedrag; door kruip beweegt het korrelmateriaal naar de paalschacht toe en zorgt daarmee voor een goede aansluiting op het paalmateriaal. Bij belasten van de paal zal het korrelmateriaal sterk dilateren met als resultaat een hoog trekdraagvermogen. In dit model is de mate van toename van de trekdraagkracht in de tijd afhankelijk van de ruwheid van het paalmateriaal. Er zijn inderdaad aanwijzingen dat het ageing-effect van betonpalen groter is dan stalen palen (persoonlijke communicatie NGI-project). Figuur 5.5 Possible mechanism for pile set-up (Axelsson, 2000) Alternatieve verklaring voor resultaten Axelsson Axelsson(2000) beschrijft, zoals reeds genoemd,drie mechanismen voor de toename van de schachtweerstand: 1. Toename van de horizontale spanning door kruip; 2. Toename dilatantie, zie Figuur 5.5 ; 3. Hogere stijfheid van het zand door ageing. Nu lijken de laatste mechanismen niet nodig om zijn metingen te verklaren. Sterker nog, deze lijken in tegenspraak met zijn metingen. Uit Figuur 4.7 en Figuur 4.8 blijkt dat in veel van zijn metingen de toename van de horizontale spanning bij kleine verplaatsingen (in het lineaire stuk van zijn metingen) niet veel verandert naarmate de palen langere tijd in de grond staan. De lijnen lopen in die figuren bij kleine vervormingen bijna over elkaar heen. Wanneer er naar verloop van tijd een toename van de stijfheid zou zijn, zou ook in het lineaire stuk de horizontale spanning ook sneller moeten toenemen als functie van de vervorming. Dat is niet het geval. De toename van de schachtwrijving is ook te verklaren met alleen de toename van de horizontale spanning ten gevolge van kruip, zie ook Figuur 5.6. Veronderstel dat het belasten van de paal leidt tot een doorgaande dilatantie van het zand totdat bezwijken optreedt. Uit de metingen van Axelsson (2000) is te halen dat een millimeter verplaatsing leidt tot een toename van de horizontale spanning van 5 kpa. Ook blijkt uit Figuur 5.6 dat een schuifspanningstoename van 1 kpa ruwweg overeenkomt met een toename van de 30 Werkdocument Verborgen Veiligheden

37 (kpa) GEO-0001, 23 mei 2012, definitief horizontale spanning van ook 1 kpa. In dit gelineariseerde model worden niet de meetpunten gevonden zoals in Figuur 5.6, maar rechte lijnen, zie Figuur 5.7. Figuur 5.6 Horizontale spanningen en schuifspanningen op paal tijdens belasten op verschillende tijdstippen (uit Axelsson, 2000) failure line 1-8days 4 months 22 months h (kpa) Figuur 5.7 Horizontale spanningen en schuifspanningen op paal tijdens belasten op verschillende tijdstippen, gelineariseerd Ook in dit gelineariseerde model is de toename in de horizontale spanning groter wanneer de paal langer in de grond zit. Maar dit komt alleen omdat door de toename van de horizontale spanning ( h ) voor het begin van het belasten van de paal de spanningstoestand verder afzit van de bezwijklijn. Daardoor is een grotere toename van de horizontale spanning mogelijk tijdens het trekken voordat de bezwijklijn wordt bereikt. De meetpunten in Figuur 5.6 geven andere lijnen, maar ook deze lijnen lopen min of meer evenwijdig, zodat het redelijk is te Werkdocument Verborgen Veiligheden 31

38 veronderstellen dat de toename van de horizontale spanning in de tijd door kruip de hoofdoorzaak is van de grotere toename van de horizontale spanning tijdens het belasten van palen die al langer in de grond zitten en dus de toename van de glijdingsmodulus en de toegenomen dilatantie nauwelijks een rol spelen. Bovenstaande redenering volgend kan worden vastgesteld dat de wrijvingsweerstand tussen de grond en de paal een belangrijke rol speelt. In formule geldt; h, s tan h,max tan tan (4) Hierin is h,max de maximale horizontale spanning op de paal bij bezwijken. h.s de horizontale spanning op de paal voor belasting. de wrijvingshoek tussen de paal en de grond (de helling van de failure line in Figuur 5.7 ) en de hoek tussen schuifspanning en horizontale spanning (de helling van de overige lijnen Figuur 5.7 ). Bij een grote wrijvingshoek tussen paal en zand, zal ook h,max heel groot kunnen worden Samenvattende beschrijving set-up mechanisme Uit de literatuur komt het volgende mechanisme naar voren dat de set-up bij de schachtwrijving voor palen in zand zou bepalen. 1 Na het inheien is de horizontale spanning op de paal veel lager dan de K 0. Dit is opmerkelijke omdat het zand door de paal horizontaal is verdrongen en dus het meest voor de hand zou liggen dat de horizontale spanning juist toegenomen zou zijn. De verklaring die hiervoor wordt gegeven is dat door het inheien de horizontale verplaatsing van het zand iets groter is dan nodig voor het volume van de paal. Bij verplaatsing van het zand terug naar de paal ontstaat er boogwerking in het zand rondom de paal met een hoge tangentiële spanning, maar een relatief kleine radiale spanning op de paal, zie Figuur 5.8; 2 Direct na het inheien is de horizontale spanning dus laag en zal de schachtwrijving nog weinig dilatantie veroorzaken, omdat juist bij de spanningen laag zijn en het zand een losse pakking heeft; 3 Naar verloop van tijd zal er enige spanningsrelaxatie optreden, met als gevolg dat de tangentiële spanning lager wordt en de radiale spanning hoger. Door de hogere radiale spanning is er ook een beter contact tussen paal en korrels (zie Figuur 5.5, middelste tekening); 4 Door ageing neemt verder de stijfheid toe van het zand rondom de paal. Welke mechanismen bijdragen tot die ageing wordt niet duidelijk uit de literatuur, wel is de toename van de elasticiteitsmodulus voor kleine rekken gemeten in het laboratorium. (dit mechanisme wordt genoemd door Axelsson, maar blijkt dus niet duidelijk uit zijn proeven, zie paragraaf hierboven); 5 Wanneer nu de paal wordt belast is en de schachtwrijving groter en de stijfheid van het zand rondom de paal groter, met als gevolg dat ook de maximale schuifkracht die op het zand kan worden overgebracht groter is. Wanneer de paal wordt belast, zullen de zandkorrels bij de schacht over elkaar gaan schuiven (rechter tekening in Figuur 5.5. Dit leidt tot een verdere toename van de horizontale spanning tijdens belasten en dus tot een toename van de schachtwrijving. 32 Werkdocument Verborgen Veiligheden

39 paal B B' A - A' B - B' A A' Figuur 5.8 Schematische weergave mechanisme tijdens heien van een paal in zand. Verplaatsingen (zwart) en spanningen (rood) 5.5 Effect wisselende belastingen Jardine (R.J. JARDINE 2006) heeft herhaalde trekproeven uitgevoerd op circa 19 m lange open stalen buispalen in Duinkerken. Het zand heeft hoge conusweerstanden (tussen 10 MPa en 40 MPa, gemiddeld 20 MPa). De palen toonden bij herhaald beproeven een verrassend bros bezwijkgedrag. Herhaalde testen op dezelfde paal reduceren in grote mate de draagkracht en veranderen de ageing processen. Hieruit blijk de mogelijkheid dat er verkeerde conclusies worden getrokken bij herhaalde proeven op dezelfde paal. Werkdocument Verborgen Veiligheden 33

40 Figuur 5.9 Belasting nodig om een zekere kopverplaatsing te realiseren bij 'maagdelijke' trekproeven op palen R1, R2 en R6 Figuur 5.9 toont de resultaten van maagdelijke testen op de palen R1, R2 en R6 (resp. 9, 235 en 81 dagen). Tot een belasting van 1000 kn (verplaatsing ca. 3 mm) is er nauwelijks verschil tussen de lijnen. Figuur 5.10 Genormaliseerd trekcapaciteit (t.o.v.de IPC-ontwerpmethode), maagdelijke testen op 19 m lange reactiepalen R1,R2,R6, 22 m lange Clarom palen en schachtcapaciteit van 10 m lange drukpaal C1 34 Werkdocument Verborgen Veiligheden

41 De volgende waarnemingen zijn op basis van dit proefprogramma gedaan: 1. Elke herhaalde belasting of belastingwisseling reduceert het trekdraagvermogen; Herhaalde proeven op palen geven een veel lagere draagkracht dan maagdelijke palen; het trekdraagvermogen van herhaalde proeven komt uit rondom de trendlijn van Jardine&Chow in Figuur 5.10; mogelijk gaat de capaciteit terug naar deze direct na installeren t=t 0 ; 2. Palen die eerder tot bezwijken zijn belast hebben een duidelijk brosser bezwijkgedrag en een duidelijk lager trekdraagvermogen; 3. Palen die eerder tot bezwijken zijn belast vertonen met de tijd een toename van de draagkracht die lager ligt dan maagdelijke palen; 4. Het is essentieel om maagdelijke palen te beproeven in combinatie met herhaalde proeven. Dit om de grenzen van de intact ageing capacity (IAC) en de verstoorde waarden te kunnen vaststellen. Jardine acht het waarschijnlijk dat bij herhaalde testen een flink deel van de reductie wordt veroorzaakt tijdens de verplaatsing na het bereiken van de maximum draagkracht en de ontlastingsfase. Dit wordt toegeschreven aan een toename van de boogwerking en daarmee reductie van de radiale spanning op de paalschacht. Bij eerdere cyclische proeven is deze afname van de radiale spanningen bij ontlasten geconstateerd. Deze resultaten zijn waarschijnlijk afhankelijk van de grondsoort. Bullock et al. (2005) vinden een tegenovergesteld effect. Dijkstra (2009) vindt bij wisselende belastingen, door een wisselende verplaatsing op te leggen een toename van het puntdraagvermogen in los gepakt zand en een afname in vastgepakt zand. De schachtwrijving neemt af bij wisselingen met een constante amplitude, maar wanneer de amplitude wordt verhoogd, komt de schachtwrijving weer op de oude waarde in los gepakt zand. In vastgepakt zand is er bij verplaatsingsamplitude van 0,1 paaldiameter een afname van ongeveer 20% van de schachtwrijving. Bij hogere en lagere amplitudes is dit verschil minder. In deze proeven is de belastingamplitude veel meer dan 20% van het bezwijkdraagvermogen. Bij proeven met een relatief geringe wisselbelasting, ca. 20% van bezwijkdraagvermogen, is door Jardine (2006) een toename gemeten van de draagkracht in circa 1,5 jaar ca. 53%. Voor een vergelijkbare paal zonder deze wisselingen was dit ca. 17%. Hieruit kan worden afgeleid dat de geringe wisselingen de kruip versnellen en daarmee de toename van de horizontale spanningen. Ook bij wisselende grondwaterstanden is eerder een snellere draagkrachtontwikkeling geconstateerd White and Zhao (2006). Jardine geeft aan dat het gedrag van ageing bij herhaalde belastingen wordt veroorzaakt door afname van de boogwerking. De afname is afhankelijk van: elke extreme belastingswisseling (met slip op interface) door heien of testen; afname door kruip. Daarnaast heeft Jardine de meetgegevens getoetst aan de database van Chow (Chow, Jardine et al. 1997). De database bevat een scala aan paaltypen en grondsoorten. De vastheid van het zand varieert van zeer los tot zeer dicht. Zie Tabel 5.1. Werkdocument Verborgen Veiligheden 35

42 Tabel 5.1 Database van Chow (Chow, Jardine et al. 1997) In Figuur 5.11 is de ontwikkeling van de trekdraagkracht volgens de gegevens uit deze database samen met de trendlijn voor de proeven in Duinkerken (IAC = Intact Ageing Capacity) weergegeven. Het linkerdeel bevat herhaalde dynamische testen (restrike) en maagdelijke statische proefbelastingen en het rechterdeel alleen de maagdelijke statische proefbelastingen. Het verschil tussen die twee blijkt niet heel erg groot te zijn. Uit deze figuren blijkt dat de knik in de getekende kromme, de parameter A hoog is. Uit de getekende grafieken is geen heel nauwkeurige bepaling mogelijk, maar de gevonden waarde voor A ligt zeker boven de 1. Figuur 5.11 Resultaten database Chow gecombineerd met de proeven in Duinkerken 36 Werkdocument Verborgen Veiligheden

43 5.6 Empirische relaties trekcapaciteit De meest gangbare relatie is het eerder genoemde model dat een lineair verband geeft op een log t schaal: Waarin: Q t is de capaciteit op t=t Q 0 is de capaciteit waarbij de toename van de capaciteit lineair wordt A is een functie van de grondsoort (Skov and Denver 1988) t 0 is de tijd voor Q 0 Deze relatie is indertijd ontwikkeld voor een paalcapaciteit bestaande uit punt en wrijving. Het lineaire verband is door veel studies bevestigd. Er is echter nog geen overeenstemming over de waarden A en t 0. De parameter t 0 is in feite vrij te kiezen. Maar een andere keuze voor t 0 leidt tot een andere waarde van Q 0 en ook van A wanneer de meetpunten vastliggen. Het is zeer waarschijnlijk dat de A-waarde ook afhankelijk is van paaltype en paalafmeting, terwijl in deze formule de A-waarde alleen van de grondsoort afhangt. Figuur 5.12 Case histories of long-term pile set-up Werkdocument Verborgen Veiligheden 37

44 ultimate force (ton) GEO-0001, 23 mei 2012, definitief 5.7 Beschikbare Nederlandse proefgegevens Veldproeven Ook in Nederland is set-up vastgesteld bij palen. De onderzoeken, gerapporteerd in LGMmededelingen zijn uitgevoerd in de 60-er en 70-er jaren. Een eerste onderzoek is uitgevoerd met stalen Larssen piles (Begemann 1969). Dit zijn palen met een open einde. Twee palen zijn beproefd op twee verschillende tijdstippen, zie tabel 5.2. Paal Dagen na inbrengen Max trekkracht tf 30-A C Tabel 5.2 Beproefde palen op twee verschillende tijdstippen Het betreft hier twee zeer gelijkwaardige palen, de berekende maximale kracht is 59 tf en 62 tf respectievelijk. Om een beeld te krijgen of vergelijking (1) ook hier op gaat, zijn alle punten in één grafiek geplot en gefit met de genoemde vergelijking. Het blijkt dat er een zeer goede overeenkomst is. Ook blijkt dat de gevonden waarden voor A zeer hoog zijn: 1, Larssen palen Q = 19 ton 0 A = 1.28 t = 1 day day Figuur 5.13 Metingen op Larssen trekpalen vergeleken met berekeningen volgens Vergelijking (1) Een tweede onderzoek betreft trekproeven op in de grond gevormde Vibro-palen (Heins 1973). De op de palen zijn trekproeven uitgevoerd en 1,5 jaar later is dit voor enkele palen herhaald. Geconstateerd is, dat in dit geval de maximaal mogelijke trekkracht niet toeneemt, maar juist afneemt. In LGM, 1973 wordt het vermoeden uitgesproken dat dit komt door relaxatie van de horizontale grondspanningen in de tijd bij dit paalsysteem. Dit laatste resultaat zou dus betekenen dat set-up nog wel eens sterk afhankelijke zou kunnen zijn van het gebruikte paalsysteem Centrifugeproeven Uit de literatuur is bekend dat wanneer palen langer in de grond zitten de sterkte toeneemt, de zogenaamde set-up (zie vorige hoofdstukken). In dit hoofdstuk wordt onderzocht of dit ook terug te vinden is in centrifuge proeven. Er zijn geen centrifugeproeven uitgevoerd speciaal 38 Werkdocument Verborgen Veiligheden

45 Penetration depth 80-g model (mm) GEO-0001, 23 mei 2012, definitief voor dit effect, maar er is gezocht of bestaande proeven er iets van terug te vinden is. Nu blijkt uit de literatuur dat set-up gevonden wordt door de tijd te nemen en die tijd is in een centrifugeproef meestal niet aanwezig. Wel geldt dat er een logaritmisch verband gevonden wordt tussen de mate van set up and de tijd. Dat zou betekenen dat er ook na korte tijd iets van set-up te zien moet zijn. Gebruikte proeven Voor de analyse is gebruik gemaakt van centrifugeproeven die in het kader van onderzoek naar crushing zijn uitgevoerd (Stoevelaar, Bezuijen et al. 2011). Bij deze proeven zijn palen in met water verzadigd zand geduwd bij een verschillend g-niveau. Er is slechts 1 type paal gebruikt, een roestvrijstalen paal met een diameter dan 11,3 mm. De paal werd in het zand gedrukt tot een diepte van 6 keer de diameter (D), dan werd er een proefbelasting uitgevoerd, daarna werd de paal verder gedrukt tot 12 D waarna weer een proefbelasting werd uitgevoerd, vervolgens werd de paal door geduwd tot 24 D waarna een laatste proefbelasting werd uitgevoerd. In deze analyse zijn alleen de proeven gebruikt waarin de paal met constante snelheid werd weggedrukt. Na de proefbelasting is de paal en dus ook het zand rondom de paal even in rust. Op dit moment zou dus de wrijvingssterkte kunnen toenemen door set-up. Analyse Voor de verschillende proeven is de gemeten puntweerstand, kopweerstand en schachtwrijving uitgezet. Bij alle proeven heeft die een verloop zoals is weergegeven in Figuur Penetration resistance (MPa) Pile_head [kn] Pile_tip [kn] Pile_Friction [kn] Proef 1 Figuur 5.14 Resultaat centrifuge proef. Palen gedrukt in zand. Weerstand op paalkop, paaltip en schachtwrijving.(ruis gereduceerd door gebruik te maken van een moving average over 17 punten) In deze figuur zijn de punten waar de krachten sterk afnemen de locaties waar de proefbelastingen zijn uitgevoerd (deze proefbelastingen zijn niet opgenomen in de dataset). Werkdocument Verborgen Veiligheden 39

46 Penetration depth of 1-g prototype (m) GEO-0001, 23 mei 2012, definitief Wanneer de paal weer wordt verder geduwd na de proefbelasting, is er enige verplaatsing nodig voordat puntweerstand en kopweerstand weer op het niveau zijn van voor de paalbelasting. De wrijving loopt echter vrijwel direct op tot hogere waarden dan voor de proefbelasting. Dit resultaat is het duidelijkst bij de proefbelasting rondom 140 mm penetratie. Bij 70 mm penetratie is de wrijving langs de paal nog te klein om dit te kunnen zien. Het verschil in verloop is nog duidelijker te zien in het detail van Figuur 5.14 weergegeven in Figuur De schachtwrijving is bij het begin van penetreren, tussen 138 mm en 150 mm duidelijk hoger dan voor de proefbelasting (tot 137 mm penetratie). Bij een penetratie van 150 mm en meer zit de schachtwrijving weer ongeveer op de oorspronkelijke lijn. Het verschil is minimaal, maar dit is ook te verwachten omdat de penetratie hooguit voor enkele minuten is gestopt. Het verschil lijkt wel significant. De proeven 3, 7 en 10 vertonen een vergelijkbaar beeld na de proefbelasting bij ongeveer 140 mm wegdrukken Penetration resistance (MPa) Pile_head [kn] Pile_tip [kn] Pile_Friction [kn] Figuur 5.15 Detail Figuur 5.14 Proef 1 Relaxatie en kruip Uitgangspunt bij de beschrijvingen van Axelsson (Axelsson 2000) is dat er wat kruip (doorgaande vervorming) is in het zand bij constante belasting of relaxatie bij een constante verplaatsing (afname in de spanningen). Kruip en relaxatie ontwikkelen zich volgens de literatuur volgens een logaritmische formule. Bij genoemde centrifugeproeven wordt aan het einde van de proef de verplaatsing constant gehouden (de paal wordt niet verder gepenetreerd) en neemt de penetratiekracht af. Voor proef 10 uit de serie is gecontroleerd of deze relaxatie ook logaritmisch verliep en dat bleek het geval, zie Figuur Dit beeld was overigens niet bij alle proeven even duidelijk. Minimale verplaatsingen in de paal door de hydraulische plunger waarmee de paal wordt bestuurd, kunnen het beeld al ernstig verstoren. 40 Werkdocument Verborgen Veiligheden

47 Pile_tip_1 [kn] GEO-0001, 23 mei 2012, definitief Pile_tip_1 [kn] ,000 sample Figuur 5.16 Gemeten relaxatie bij proef 10 uit de gebruikte serie en fit met logaritmische kromme (zwarte lijn) Conclusie centrifugeproeven Er lijkt ook in de centrifugeproeven sprake te zijn van set-up, al is de gemeten waarde minimaal. Het verdient aanbeveling bij volgende proeven bewust wat langer te wachten zodat de set-up groter wordt. Omdat nu alleen een minimale set-up is gemeten was het niet mogelijk om te onderzoeken of deze spanningsafhankelijk was. 5.8 Aanbevelingen voor praktijk Bullock et al. (2005) achten wat zij noemen de side shear set-up (SSS), dus de toename van de schachtwrijving in de tijd, zodanig bewezen, dat ze adviseren deze ook toe te passen in de praktijk. Ze stellen daarbij voor om gebruik te maken van de al eerder gegeven formule: Q t Q. 1 A. 0 log 10 t0 t (5) en daarbij voor t 0 1 dag te gebruiken. Zonder nadere gegevens stellen zij voor een conservatieve waarde voor A te gebruiken van 0,1. Zij realiseren zich dat dit conservatief is, omdat er in de verschillende metingen 0,2 of meer is gevonden. Zij stellen echter dat de meeste metingen de waarde van de set-up overschatten omdat dit zogenaamde staged metingen zijn. Een zelfde paal wordt een aantal keer belast op verschillende tijdstippen na het aanbrengen. Dit is anders dan wanneer een aantal palen ongeveer gelijktijdig wordt ingeheid en daarna op verschillende tijdstippen worden belast (unstaged). Bullock et al. (2005) analyseerden een aantal proeven en komen tot de conclusie dat de set-up bij unstaged belasten slechts ongeveer 40% is van de set-up bij staged proeven. Dit zou worden veroorzaakt door preshearing in staged proeven. Dit is een wat opmerkelijk resultaat, omdat bij het in sectie 4.2 genoemde Noorse onderzoek zou zijn gevonden dat unstaged proeven een grotere set-up hebben. De invloed staged/unstaged vergt dus nog nader onderzoek. Een hogere waarde van A zou kunnen worden toegepast na het uitvoeren van proefbelastingen. In een ander artikel stelt Bullock dat hiervoor dynamische proefbelastingen zeer geschikt zijn. Het mobiliseren van een statische proefbelasting duurt minimaal een dag en dat betekent dat het bepalen van enkele meetpunten in het draagvermogen een langdurige inspanning is. Volgens Bullock geldt de hierboven gegeven formule echter ook voor hele korte tijden. Door tijdens het heien te meten en voor de laatste heiklappen even te stoppen is het mogelijk om de set-up in de eerste minuten te bepalen. De hierboven Werkdocument Verborgen Veiligheden 41

48 Verhouding t.o.v. NEN GEO-0001, 23 mei 2012, definitief beschreven centrifugeproeven geven in elk geval aan dat de relaxatie in de eerste minuten beschrijven kan worden met een logaritmische kromme. Analyseren van de een dynamische proefbelasting met het programma CAPWAP zou een goede overeenkomst geven tussen een statische proefbelasting en een dynamische. Ook als zou die overeenkomst tussen een statische en dynamische belasting niet zo goed zijn als voorgesteld door Bullock, dan nog kan deze mogelijk worden gebruikt om tijdseffecten te bepalen. Het in rekening brengen van de set-up heeft een significante invloed op het berekende totale paaldraagvermogen. Dit blijkt uit Figuur 5.17, waar gerekend is met verschillende waarden van A over een periode van 2 jaar (een statische proefbelasting zal ongeveer binnen een week na inheien van de paal worden uitgevoerd. Na twee jaar (700 dagen) is de factor A met een factor 2 volgens Vergelijking (1) toegenomen. Aangenomen is dat voor ondiep in het zand gefundeerde palen de draagkracht goed wordt voorspeld door de NEN-norm, echter wanneer de paalpunt zich meer dan 6 D in het zand bevindt is het werkelijke paaldraagvermogen maar 60% van het met de NEN-norm berekende waarde. Door set-up zal echter deze waarde weer toenemen. Voor A=0 is er dus geen setup. A=0,1 is de minimale waarde die volgens Bullock (2005) altijd in rekening kan worden gebracht. A=0,2 is een waarde die veel wordt genoemd voor zand. A=1 is een waarde die ook regelmatig wordt gemeten, maar die dicht zit bij wat er maximaal mogelijk is. Voor hogere waarden van A kan de set-up dus het gehele effect van de kleinere paalpuntweerstand ruimschoots compenseren. Er is daarom alle reden om de A-waarde te bepalen voor de Nederlandse omstandigheden en voor de meest gebruikte paaltypen diepte in zand (x/d) A=0 A=0.1 A=0.2 A=1 Figuur 5.17 Berekende invloed set-up op paaldraagvermogen voor verschillende waarden van A. Aangenomen is dat zonder set-up de paalweerstand gelijk is aan wat volgt uit de NEN procedure wanneer de paalpunt nauwelijks in het zand zit (x/d=0), voor X/D=6 is de puntweerstand nog 0,6 maal de weerstand volgens de NEN. Een uitgangspunt voor de berekening is een grondprofiel met een constante conusweerstand in het zand, boven het zandpakket een conusweerstand van nul 42 Werkdocument Verborgen Veiligheden

49 5.9 Aanbevelingen voor uit te voeren proeven De aanwijzingen uit de meeste proefgegevens geven een positief beeld over de rol van een verbetering van de schachtwrijving in de tijd als verborgen veiligheid in de huidige ontwerpaanpak van grondverdringende funderingspalen. Op basis van de beschikbare gegevens wordt aanbevolen om nader onderzoek uit te voeren naar de verbetering van de schachtweerstand in de tijd voor de Nederlandse omstandigheden. Voor het vaststellen van de verbetering in de Nederlandse ondergrond is het noodzakelijk om veldonderzoek in de vorm van proefbelastingen uit te voeren. Daarmee kan worden vastgesteld in welke range de A-waarden zich bevinden. Daarnaast wordt aanbevolen om een studie (met eventueel laboratoriumonderzoek) uit te voeren, waarbij een consistent beeld van het mechanisme wordt vastgesteld. Voordat het positieve effect in de praktijk in rekening kan worden gebracht, is het belangrijk dat de volgende vragen worden beantwoord: Mag van de maagdelijke ontwikkeling van de draagkracht worden uitgegaan en welke A kan dan worden gebruikt; Mag bij wisselbelastingen/variaties van belastingen worden uitgegaan van de minimum lijn? (A=0,1?); Bij welk wisselniveau (spanningen/of rekken/of slipwaarde op paal/grondinterface) is gedrag positief/neutraal/negatief? Wat is de snelheid van toename van de draagkracht van eerder bezweken palen? Een veldonderzoek kan worden opgebouwd volgens het schema van het lopende Noorse onderzoek. Daarbij worden trekpalen op verschillende tijdstippen identieke palen aan maagdelijke proeven onderworpen. Het effect van de herhaalde proeven op dezelfde paal is belangrijk om de minimum lijn (A=0,1/0,2?) aan te tonen. In het proevenprogramma moeten wisselbelastingen worden toegepast om vast te stellen hoe de maagdelijke draagkrachtontwikkeling negatief wordt beïnvloed en wat de daarbij geldende minimum A-waarde is. Deze proeven kunnen conformeren dat het restgedrag niet onder de minimumlijn uitkomt. Het proefprogramma moet worden begeleid door een studie naar het mechanisme van het fenomeen. Zonder dit inzicht is het niet mogelijk om de veldresultaten te vertalen naar andere omstandigheden/paaltypen. In het proefprogramma moeten de volgende variabelen worden meegenomen: Paallengte; Paaltype (grondverdringend, matig grondverdringend, grondverwijderend); Paaldiameter; Diverse schema s voor belastingwisselingen. Voorgesteld wordt om in 2012 een beperkt programma uit te voeren op één locatie met enkele palen om het effect voor Nederlandse omstandigheden aan te tonen. Werkdocument Verborgen Veiligheden 43

50 44 Werkdocument Verborgen Veiligheden

51 6 Blijvende kracht aan de paalpunt 6.1 Inleiding Restspanningen in palen kunnen worden veroorzaakt door terugveren van de ondergrond en de bijbehorende elastische verlenging van de paal na installeren van de paal. Daarnaast kunnen restspanningen worden veroorzaakt door zakkende grondlagen. Het aspect zakkende grondlagen kan bij beproeven van palen enige tijd na plaatsing belangrijk worden door de ontwikkeling van de negatieve kleef in de samendrukbare grondlagen en door meezakkende zandlagen. Hieraan moet bij een proefprogramma met langdurige metingen aandacht worden gegeven. De restspanningen door het installatieproces kunnen een verstoring geven van de analyse van de proef. Dit effect is belangrijk bij lange palen en grote grondstijfheid. De terugvering van de paal levert een neerwaarts gerichte wrijving op de paalschacht die evenwicht maakt met een restkracht aan de paalpunt bij een geheel onbelaste paalkop. Bij de splitsing van de aan de paalkop gemeten kracht in het aandeel paalpunt en paalschacht wordt het aandeel paalpunt met de waarde van de restkracht onderschat en het aandeel van de schachtwrijving wordt dan met dezelfde waarde overschat. 6.2 Metingen In CUR 229 (CUR 2010) zijn meetresultaten gepresenteerd van gemeten restspanningen tijdens installatie van grondverdringende palen. In Xu (X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane 2008) worden restkrachten aan de paalpunt gerapporteerd. Enkele bepalingen van de restkrachten worden onbetrouwbaar genoemd; deze zijn in Figuur 6.1 weggelaten. In deze grafiek lijkt de blijvende kracht aan de paalpunt pas relevant te zijn bij een penetratiediepte van circa 20 diameters in het zand. In (L.M.Zhang&HaoWang 2007) worden proeven op zeer lange palen beschreven (H-profiel 305x305 mm), tot een lengte van 60 m met 18 instrumentatieniveaus. Tijdens de installatie van de palen is op diverse dieptes de restkracht gemeten. Het grondprofiel bestaat uit een samendrukbare toplaag met een dikte van ca. 10 m en zandlagen met een dikte van 20 m. De lagen daaronder bestonden uit compleet of gemiddeld verweerd graniet in de vorm van fijn tot grof zand met gravel. Werkdocument Verborgen Veiligheden 45

52 Figuur 6.1 Verhouding restkracht aan paalpunt t.o.v. de gemeten kracht aan de paalpunt. De paallengte is de diepte in het zand.(x.xu&j.a.schneider&b.m.lehane 2008) gerapporteerd in CUR 229 (CUR, 2010) In Figuur 6.2 zijn de resterende puntkrachten gepresenteerd. De metingen vertonen een aanmerkelijke variatie. Het valt op dat de restkrachten relatief beperkt zijn voor een paalpenetratie tot circa 10 m in het zand (beperkt aantal waarnemingen), wat overeenkomt met een paallengte/diameter verhouding van 33. Figuur 6.2 Restkracht aan de punt als functie van de penetratielengte (L.M.Zhang&HaoWang 2007) Voor het kwantificeren van een restkracht aan de paalpunt heeft (Alewneh 2000) een correlatie afgeleid die gebaseerd is op een beperkte database met metingen uit de literatuur. Zie Figuur 6.3. De in groen aangegeven punten zijn de restspanningen vastgesteld door een directe meting met rekstroken of andere instrumentatie. De overige punten in de grafiek zijn hoofdzakelijk bepaald een proevenserie per paal waarbij de drukproef wordt gevolgd door een trekproef; de restkracht kan daarmee worden benaderd volgens de aanpak van Hunter- Davisson (1996). Tevens zijn meetgegevens in los zand en vast zand weergegeven van een stalen modelpaal met gesloten punt: diameter 89 mm en lengte van circa 1,6 m. 46 Werkdocument Verborgen Veiligheden

53 De gevonden correlatie blijkt de meetpunten redelijk te benaderen. Het gedrag wordt bepaald door de relatieve flexibiliteitfactor η: L D Ap A G E p (6) Waarin is: L de lengte van de paal (in het zand) D de diameter van de paal A p de doorsnede van de paal uitgaande van de buitendiameter A de doorsnede van de paal; A = A p voor een massieve paal G de glijdingsmodulus van de grond de elastiteitsmodulus van de paal E p Figuur 6.3 Correlatie tussen restkracht aan de paalpunt en dimensieloze Pile Flexibility Factor η Met deze aanpak kan voor de Nederlandse praktijk een schatting worden uitgevoerd van de restkracht aan de paalpunt voor een grondverdringende paal met diameter van 0,3 m. Voor diverse paallengten is het berekeningsresultaat weergegeven in Figuur 6.4. L = 0,9 m tot 18 m (diepte in het zand) D = 0,3 m A/A p =1 (massieve paal) G = 40 MPa (kleine rekken) E p = MPa (beton) Werkdocument Verborgen Veiligheden 47

54 Figuur 6.4 Restspanning aan de paalpunt; prefab paal 0,3 m; div. L/D-waarden Op grond van dit model blijkt dat de restkracht aan de paalpunt tot een lengte/- diameterverhouding van circa 10 beperkt zou blijven tot 50 kn. Het effect kan op grond hiervan van beperkt belang worden geacht bij de interpretatie van proefbelastingen. 6.3 Conclusie Voor een tweetal database met proefbelastingen zijn de restkrachten aan de paalpunt door metingen vastgesteld. Uit zowel de gegevens van Xu (X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane 2008) als uit de gegevens van Alewneh (Alewneh 2000) alsmede uit de metingen van Zhang (L.M.Zhang&HaoWang 2007) blijkt dat de invloed van de restspanningen tot een diepte van in 20 D in de zandlaag beperkt is. De Nederlandse rekenregels zijn gebaseerd op proefbelastingen, waarbij de restkrachten niet zijn vastgesteld door het op nul stellen van de opnemers bij aanvang van de proefbelastingen. Omdat de proefbelastingen voornamelijk zijn uitgevoerd op palen ondiep in het zand is de geïntroduceerde onnauwkeurigheid beperkt. Het ontbreken van de restspanningen in de analyses vormt geen aanleiding om de indertijd bepaalde draagkrachtverdeling tussen paalpunt en paalschacht te veranderen. 48 Werkdocument Verborgen Veiligheden

55 7 Afsnuiten limietwaarden 7.1 Inleiding Het empirische model Nederlandse rekenmodel is gebaseerd op een correlatie met de conusweerstand voor de schachtwrijving en voor de draagkracht van de paalpunt. Voor de paalpunt wordt een gewogen gemiddelde bepaald van de conusweerstanden in een traject boven en onder de paalpunt. De uitkomsten van de berekeningen worden gemaximeerd op een vaste waarde, het zogenaamde afsnuiten. In principe wordt hiermee een grens van het rekenmodel aangegeven. Boven de limietwaarden is er geen relatie meer tussen de conusweerstand en de betreffende draagkrachtcomponent. Een eventuele verhoging van de limietwaarden zou voor de grondlagen met hoge conusweerstanden leiden tot een hogere draagkracht van de paal. Omdat er geen proefbelastingen zouden zijn die hogere waarden rechtvaardigen is indertijd gekozen voor het toepassen van limietwaarden. Aan de hand van literatuur is nagegaan of er reden is om de werkwijze met limietwaarden opnieuw in overweging te nemen. 7.2 Algemene beschouwing Bij de evaluatie van proefbelastingsresultaten moet in vast gepakt zand (hoge q c ) met een hoge conusweerstand een keuze worden gemaakt tussen: Eerst q c afsnuiten en daarna de factor bepalen; dit is geval A in onderstaande figuur met als resultaat de waarde A ; q c niet afsnuiten en de factor bepalen; dit is geval B in de figuur met als resultaat de waarde B. De waarden van q s en q b in de ontwerpberekening volgens methode B blijven lager dan de gemeten waarde, aangeduid met symbool. In CUR-publicatie 236 Ankerpalen (CUR) is bij de evaluatie van de resultaten van een proefbelasting voorgeschreven dat als de werkelijke conusweerstand q c hoger is dan de limietwaarde q c;lim, eerst q c moet worden afgesnoten en dan de factor moet worden bepaald, dat wil zeggen volgens A. Deze -waarde is alleen geldig voor het betreffende project als de ankerpalen in dezelfde vast gepakte zandlaag met dezelfde q c (=q c;proefbelasting ) worden geplaatst als de proefpalen. Voor deze vast gepakte zandlagen wordt met deze - waarde de gemeten schachtwrijving berekend. Voor zandlagen met q c <q c;lim is deze - waarde mogelijk te gunstig, aangezien met deze -waarde een draagkracht wordt berekend die niet in de meting is aangetoond. In CUR-publicatie Ontwerpregels voor trekpalen (CUR) is methode B toegepast voor de bepaling van t -waarden. Deze t -waarden zijn algemeen geldig binnen Nederland. Bij de interpretatie van de proefresultaten is niet afgesnoten, hetgeen bij hoge q c leidt tot een lage (veilige) waarde van t, namelijk B in de figuur. Bij de ontwerpberekening wordt wel afgesnoten hetgeen opnieuw een (lage) veilige waarde van de draagkracht geeft, namelijk punt B in de figuur. Opmerking CUR-publicatie 236 gaat over op trek belaste ankerpalen, en derhalve over de bepaling van t. Voor de waarde van q c;lim is 20 MPa (groutankers en GEWI-palen) respectievelijk 15 MPa (schroefinjectiepalen en ingetrilde ankerpalen) aangegeven. In de procedure is ook nog een limietwaarde voor q s gegeven, namelijk 500 kpa (groutankers en GEWI-palen) respectievelijk 375 kpa (schroefinjectiepalen en ingetrilde ankerpalen). Werkdocument Verborgen Veiligheden 49

56 q s of q b A B O B A q c;lim q c;proefbelasting q c Figuur 7.1 Mogelijke werkwijzen bij interpretatie proefbelastingsresultaten 7.3 Puntweerstand Huidige regelgeving en achtergrond In NEN staat in art (e) het volgende over het afsnuiten van de puntweerstand: q b;max is de maximum puntweerstand, in MPa, die niet hoger mag zijn dan 15 MPa De limietwaarde van 15 MPa is in 1977 door Te Kamp (TeKamp 1977) voorgesteld, waarbij hij zich baseert op in Nederland uitgevoerde proefbelastingen. Hij zegt: "De maximum waarde, die de paalpuntspanning in bezwijktoestand kan bereiken, hangt onder andere af van de dichtheid, hoek van inwendige wrijving en de breuksterkte van de zandkorrels. In principe moet de limietwaarde voor de paalpuntspanning van grondverdringende palen ongeveer gelijk zijn aan de gemeten conusweerstand. Wij passen de limietwaarde van 15 MN/m 2 toe omdat, voor zover bekend, er niet voldoende proefbelastingen voorhanden zijn die hogere puntweerstanden hebben aangetoond. Wel zijn in Japan palen beproefd in vaste, grindhoudende zandlagen die puntspanningen van 25 MN/m 2 te zien gaven doch de gemeten conusweerstand bedroeg in die lagen ongeveer 50 MN/m 2." Bij proefbelastingen op prefab betonpalen en stalen palen op de Maasvlakte (Funderingstechnologie dec 1995) is voor de puntweerstand in zand met OCR < 2 een limietwaarde aangetoond van 20 MPa, te gebruiken in combinatie met p = 0,8. De API (American Petroleum Institute) (API october 2007) geeft in zijn aanbeveling een limietwaarde van 12 MPa voor de puntweerstand in zeer vast gepakt zand en vast gepakt grind. Volgens deze aanbeveling wordt de puntweerstand berekend als p 0 N q. 50 Werkdocument Verborgen Veiligheden

57 7.3.2 Literatuurstudie Foray,P., L. Balachowski, and J-L. Colliat, Bearing capacity of model piles driven into dense overconsolidated sands (Foray.P&Balachowski.L&Colliat.J.L 1998) Dit artikel gaat over modelproeven op open stalen buispalen. Markante resultaten zijn gegeven in onderstaande figuren 8 en 9 uit de publicatie. De puntweerstand betreft de pluggende paal. Dit is vastgesteld door proefbelastingen uit te voeren na het gedeeltelijk of geheel uitboren van de plug. Als bezwijkcriterium is een paalkopzakking van 10% D gekozen. Tijdens het inheien van de paal is mogelijk verbrijzeling (crushing) opgetreden. Verbrijzeling ontstaat volgens de auteurs bij een gemiddelde spanning van 10 MPa. Figuur 7.2. Resultaten Foray et al.(1998) In de figuren is ook het verloop van de in de proefopstelling gemeten conusweerstand getekend. In figuur 8 is ook de API-lijn getekend met limietwaarde 12 MPa. De proefresultaten geven een hogere limietwaarde, namelijk circa 15 MPa voor normaal geconsolideerd zand en circa 20 MPa voor overgeconsolideerd zand. De limietwaarden worden bereikt bij een verticale korrelspanning van meer dan 200 kpa, dat wil zeggen op een diepte van meer dan 20 m. Uit figuur 9 blijkt de grote invloed van de horizontale spanning op de puntweerstand en de conusweerstand. Werkdocument Verborgen Veiligheden 51

58 Tabel 1 in het artikel geeft de voorgestelde limietwaarden voor puntweerstand en schachtwrijving. Tabel 7.1 Limietwaarden volgens API 7.4 Schachtwrijving Huidige regelgeving en achtergrond Bij de bepaling van de schachtwrijving staat in art (i) van NEN : q c;z;a is de conusweerstand bepaald volgens (i..k), waarbij pieken in het q c -diagram hoger dan 12 MPa bij 12 MPa moeten zijn afgesnoten. Als de laag waarin de gemeten conusweerstand (q c ) een dikte heeft van meer dan 1 m mag zijn afgesnoten bij de laagste in die laag gemeten q c -waarde met een maximum van 15 MPa, (zie figuur 7.j (hier niet opgenomen)). Dit houdt in dat de schachtwrijving voor prefab palen ( s = 0,010) gelimiteerd is tot 120 kn/m 2 respectievelijk 150 kn/m 2. Voor grondverdringende in de grond gevormde paalschachten ( s = 0,012 à 0,014) is de schachtwrijving gelimiteerd tot 144 kn/m 2 respectievelijk 210 kn/m 2. Te Kamp (TeKamp 1977) meldt in 1977 dat de wrijvingsweerstand van grondverdringende palen meestal wordt gelimiteerd tot 120 kn/m 2. Alleen als proefbelastingen hogere waarden aangeven, mogen deze worden gebruikt. Bij proefbelastingen op prefab betonpalen en stalen palen op de Maasvlakte (Funderingstechnologie dec 1995) is voor de schachtwrijving in zand met OCR < 2 aangetoond van 230 kpa. In het onderste deel (tot 0,8 D eq boven de paalpunt) is een hogere waarde gevonden. De API (American Petroleum Institute) (API october 2007) geeft in zijn aanbeveling een limietwaarde van 115 kpa voor de schachtwrijving in zeer vast gepakt zand en vast gepakt grind. Volgens deze aanbeveling wordt de schachtwrijving berekend als K p 0 tan. Opgemerkt 52 Werkdocument Verborgen Veiligheden

59 wordt dat 115 kpa een zeer lage waarde is. Bij proefbelastingen (onder andere Eemshaven) zijn veel hogere waarden gevonden, namelijk oplopend tot 300 à 600 kpa vlak boven de paalpunt Literatuurstudie Foray,P., L. Balachowski, and J-L. Colliat, Bearing capacity of model piles driven into dense overconsolidated sands (Foray.P&Balachowski.L&Colliat.J.L 1998) Dit artikel over modelproeven op open stalen buispalen in dicht gepakt zand biedt ook interessante informatie over schachtwrijving. Een markant resultaat is gegeven in onderstaande figuur 11 uit de publicatie. Figuur 7.3 Frictie vs horizontale beperkte druk De wrijvingsweerstand neemt uiteindelijk toe to maximaal circa 300 kpa bij een horizontale korrelspanning van meer dan 500 kpa. De in het artikel voorgestelde limietwaarde voor de schachtwrijving is gegeven in de Tabel 7.1. Bustamante, M., M. Gambin, L. Gianeselli, Pile design at failure using the Menard pressuremeter: an up-date (Bustamante.M&Gambin.M&Gianeselli.L 2009) Het artikel geeft een overzicht van resultaten van proefbelastingen op verschillende palen gedurende de afgelopen 30 jaar. Het grondonderzoek bij de beschouwde projecten heeft bestaan uit Ménard pressiometerproeven. Figuur 2 uit de publicatie geeft de schachtwrijving als functie van de limietdruk voor verschillende paaltypen (in vast gepakt zand p lm > 2,5 MPa). Lijn Q10 is alleen van toepassing op palen in verweerd gesteente. Voor palen in zand geldt bijvoorbeeld: lijn Q1 voor geheide open stalen buispalen, q s 50 kpa; lijn Q2 voor geheide gesloten stalen buispalen, H-palen en damwandprofielen, q s 110 kpa; lijn Q3 voor geheide prefab beton palen en geheide, in de grond gevormde betonpalen, q s 160 kpa; lijn Q4 voor avegaar palen (CFA), q s 220 kpa; lijn Q8 voor geheide gegroute palen, q s 550 kpa. Werkdocument Verborgen Veiligheden 53

60 Figuur Conclusie Puntweerstand Uit de beschikbare informatie en de onderzochte literatuur lijkt geen aanleiding te bestaan de huidige limietwaarde voor de puntweerstand, 15 MPa, te verhogen. Sommige publicaties geven een waarde van 20 MPa maar dit betreft dan overgeconsolideerd zand, of een speciaal paaltype (gegroute paal met kleine diameter). Wrijvingsweerstand Verhoging van de limietwaarde van de schachtwrijving lijkt wel een reële optie. Concrete uitwerking van een voorstel vraagt een nadere studie. 54 Werkdocument Verborgen Veiligheden

61 8 Verdichting door groepseffect 8.1 Verdichting in relatie tot q c - factor f 1 Bij het aanbrengen van grondverdringende palen zal verdringing plaatsvinden gelijk aan verdringingsvolume van de paal. Verdichting betekent een volumeafname van het korrelskelet rond de paalschacht. CUR-publicatie Trekpalen (CUR) geeft hiervoor de verdichtingsfactor f 1. Hierbij is voor de verdichtingszone 6D eq gehanteerd. De onderstaande tabel geeft het verwachte effect, afhankelijk van de initiële relatieve dichtheid. Relatieve dichtheid R e zand Verdichting door heien Volumeafname door verdichting Horizontale opspanning door grondverdringing Effect op schachtwrijving Laag tot + + Matig Hoog - 1 ) - tot Legenda ++ Veel - Weinig + Matig - - Zeer weinig Tabel 8.1 Verwacht effect aanbrengen grondverdringende paal 1 ) eerder verbrijzeling Zand met lage relatieve dichtheid en lage conusweerstand door inheien van een grondverdringende paal zal verdichting optreden van de zone rondom de paal, afhankelijk van de in de grondgebrachte energie. De spanningen rondom de paal zullen niet of nauwelijks veranderen. Door de verdichting zal de conusweerstand en derhalve de schachtwrijving toenemen. Zand met hoge relatieve dichtheid en hoge conusweerstand door inheien van een grondverdringende paal zal eerder opspanning optreden dan verdichting (of i.c.m. met enige verdichting / verbrijzeling) in de zone rondom de paal. Hierdoor zal een aanzienlijke verhoging van de horizontale spanningen op de paalschacht optreden en derhalve een hogere schachtwrijving. Of de hogere schachtwrijving ook leidt tot een hogere effectieve draagkracht per paal in een groep is ook afhankelijk van de paalafstanden i.c.m. de afdrachtmogelijkheden naar de omgeving in het draagkrachtige zandpakket. In de systematiek van CUR is met de factor f 1 een relatie gelegd tussen toename in R e door afname van het poriëngetal e en de toename van de conusweerstand q c. Dit effect zou voor op druk belaste paalgroepen verder kunnen worden gekwantificeerd door een hogere schachtwrijving, voor zover deze niet de al de limietwaarde had bereikt. Figuur 8.1 geeft het verloop van de factor f 1 als functie van de hart-op-hart-afstand s van de palen en het initiële poriëngetal e 0. Tevens geeft Figuur 8.1 de verdichtingsgraad. Een verdichtingspercentage (eigenlijk verdringingspercentage) van meer dan 7 à 8% is niet realistisch. Werkdocument Verborgen Veiligheden 55

62 f 1 [-] f 1 [-] GEO-0001, 23 mei 2012, definitief In CUR is tevens aangegeven hoe e 0 uit de conusweerstand q c en de verticale korrelspanning berekend kan worden. De formule, die geldig is voor normaal geconsolideerd zand, is hier niet verder beschouwd. Ten behoeve van figuur 8.1 is als ingang direct een waarde voor e 0 gekozen. verdringingspercentage 8,7 6,4 4,9 3,9 3,1 2,6 2,2 3,00 delta (e) = 0,4 2,50 2,00 1,50 1,00 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 s/d eq [-] e0 = 0,4 e0 = 0,6 e0 = 0,8 Figuur 8.1 Verdichtingsfactor f 1 voor een paal in een symmetrisch palenveld Paal in een rij 3,00 2,50 delta (e) = 0,4 2,00 1,50 1,00 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 s/d eq [-] e0 = 0,4 e0 = 0,6 e0 = 0,8 Figuur 8.2 Verdichtingsfactor f 1 voor een paal in een palenrij De in CUR gegeven formule voor f 1 gaat uit van een enigszins arbitrair gekozen invloedsgebied met een straal van 6 D eq. Voor een paalafstand groter dan 6 D eq geldt f 1 = 1,0. Het verdient aanbeveling de grootte van het invloedsgebied nader te onderbouwen. 56 Werkdocument Verborgen Veiligheden

63 8.2 Spanningsverhoging ondergrond - factor f 2 Afdracht van de paalbelasting in bovenliggende lagen leidt bij een op druk belaste paalgroep tot spanningsverhoging in de funderingslaag, waar de paalpunt in geplaatst is. Deze spanningsverhoging wordt niet expliciet in rekening gebracht. Bij de berekening van de trekweerstand van palen wordt de spanningsverlaging door een paalgroep wel in rekening gebracht, aangezien deze spanningsverlaging leidt tot een lagere weerstand. In CUR is hiervoor de factor f 2 opgenomen (voor paalgroep f 2 < 1). Bij op druk belaste palen leidt de spanningsverhoging tot een hogere draagkracht. De spanningsverhoging zou door middel van de factor f 2, die bij op druk belaste palen uiteraard groter is dan 1,0 (f 2 > 1), in rekening kunnen worden gebracht, hetgeen zou leiden tot een hogere draagkracht. Dit zou voor een aantal gevallen nader moeten worden geanalyseerd, bijvoorbeeld met een 3D model om een inschatting te maken van de te verwachten invloed. 8.3 Praktijkmetingen Bouwput Oosterdokseiland Amsterdam Voor bouwproject Oosterdokseiland te Amsterdam is door middel van berekeningen en metingen (sonderingen) geverifieerd of de hiervoor vermelde berekening van de factor f 1 een veilige, betrouwbare voorspelling van de heiverdichting geeft. Enkele gegevens: - prefab beton palen 450 mm (D eq = 508 mm), lengte circa 20 m; - hart-op-hart-afstand 1,8 x 1,8 m; - paalpuntniveau NAP -25/-26 m; - controlesonderingen ter verificatie van de heiverdichting; - gemiddelde verhouding s / D = 1,8 / 0,508 = 3,5 hetgeen betekent dat gemiddeld 8 palen binnen de invloedszone 6 D eq vallen; - gemiddelde verdringingsgraad 0,45 2 / 1,8 2 = 6,3%. In een paalgroep is, alvorens de laatste paal te installeren, een sondering op de locatie van die paal gemaakt om het verdichtingseffect van de overige palen in de groep te kunnen bepalen. De gemeten conusweerstand, zie Figuur 8-4, in de vaste zandlaag na het heien van de palen blijkt, afgezien van uitschieters, circa 2 x hoger te liggen dan de gemeten conusweerstand na het ontgraven van de bouwput. Dit is ongeveer gelijk aan de theoretische waarde voor f 1. Opgemerkt wordt dat rondom het paalpuntniveau de verhouding ongeveer 1,5 bedraagt. Werkdocument Verborgen Veiligheden 57

64 Diepte t.o.v. NAP [m] Opg. : PLD/GFR d.d. 02-Sep-2004 Get. : KGR d.d. 06-sep-2004 conus : F7.5CKE/B X = MV = NAP m Y = Sondering volgens norm NEN 5140: klasse 2 conustype cylindrisch elektrisch a afwijking van de vertikaal Diepte t.o.v. NAP [m] Opg. : Get. : PLD/GFR KGR d.d. d.d. 02-Sep sep-2004 conus : MV = NAP F7.5CKE/B X = m Y = Sondering volgens norm NEN 5140: klasse 2 conustype cylindrisch elektrisch a afwijking van de vertikaal GEO-0001, 23 mei 2012, definitief Figuur 8.3 Palenplan en sondeerlocaties bouwput Oosterdokseiland Wrijvingsweerstand,f s [MPa] Wrijvingsgetal,R f [%] Conusweerstand,q c [MPa] a -5-6 Wrijvingsweerstand,f s [MPa] Conusweerstand,q c [MPa] 10 Wrijvingsgetal,R f [%] a PPN -25 NAP -25/-26 m SONDERING MET PLAATSELIJKE KLEEFMETING AANVULLEND ONDERZOEK KAVEL 3-5 OOSTERDOKSEILAND AMSTERDAM Opdr Sond. DKM EX2 SONDERING MET PLAATSELIJKE KLEEFMETING AANVULLEND ONDERZOEK KAVEL 3-5 OOSTERDOKSEILAND AMSTERDAM Opdr. Sond DKM EX3 na ontgraven na heien palen Figuur 8.4 Vergelijking q c DKM EX2 (voor) met DKM EX3 (na)bouwput Oosterdokseiland 58 Werkdocument Verborgen Veiligheden

65 Diepte in m t.o.v. NAP GEO-0001, 23 mei 2012, definitief Verandering conusweerstand ----> 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3, EX3; na heien ten opzichte van EX2 na ontgraven PPN NAP -25/-26 m Figuur 8.5 Gemeten verandering q c door heien van palen Bouwput HSL Ringvaartaquaduct Voor bouwput HSL Ringvaartaquaduct te Abbenes is door middel van metingen (sonderingen) geverifieerd wat de toename van de conusweerstand door het aanbrengen heien van palen is. Enkele gegevens: Vibro-combipalen D = 508 mm, lengte circa 30 m; hart-op-hart-afstand circa 2,5 x 2,5 m; paalpuntniveau NAP -30/-31 m; controlesonderingen ter verificatie van de heiverdichting; gemiddelde verhouding s / D = 2,5 / 0,508 = 4,9 hetgeen betekent dat gemiddeld 4 palen binnen de invloedszone 6 D eq vallen; gemiddelde verdringingsgraad ¼ 0,508 2 / 2,5 2 = 3,3%. De gemeten conusweerstand in de vaste zandlaag na het heien van de palen blijkt circa ten minste 1,5 x hoger te liggen dan de gemeten conusweerstand na het ontgraven van de bouwput. Dit is hoger dan de theoretische waarde f 1 = circa 1,2. Opgemerkt moet worden dat de sondering na heien niet ter plaatse van een nog te heien paal is uitgevoerd maar tussen de palen in. Werkdocument Verborgen Veiligheden 59

66 Diepte t.o.v. NAP GEO-0001, 23 mei 2012, definitief Figuur 8.6 Bouwput HSL Ringvaartaquaduct Vergelijking sondering DKM4 (voor) met DKM6-01 (na) 0 Conusweerstand in MPa voor het heien na het heien Figuur 8.7 Vergelijking q c sondering DKM4 (voor) met DKM6-01 (na) 60 Werkdocument Verborgen Veiligheden

67 qc na / qc voor GEO-0001, 23 mei 2012, definitief 3,00 2,50 2,00 1,50 1,00 0,50-10,00-15,00-20,00-25,00-30,00-35,00-40,00 diepte (m NAP) Figuur 8.8 Verhouding q c sondering DKM4 (voor) met DKM6-01 (na) Westpoort Amsterdam Voor een bouwproject in Westpoort Amsterdam zijn prefab palen geheid in een palenplan met 2-, 3- en 4-paalspoeren, zie Figuur 8.9. Het palenveld is niet zeer dicht. De stramienmaat bedraagt circa 5,5 m. Enkele gegevens: prefab beton palen 320 en 350 mm (D eq = 361 en 394 mm), lengte circa 24 m; hart-op-hart-afstand s en verhouding s / D: o 2-paalspoer 320 mm s = 1,2 m s / D = 3,3 o 3-paalspoer 320 mm s = 1,1 m s / D = 3,0 o 4-paalspoer 350 mm s = 1,4 m s / D = 3,6 theoretisch paalpuntniveau NAP -23,5 m; controlesonderingen ter verificatie van de heiverdichting, zie Figuur 8.10 t/m Figuur paalspoer 320 mm hart-op-hart-afstand 1,1 m 4-paalspoer 350 mm hart-op-hart-afstand 1,4 m Figuur 8.9 Paalgroepen Werkdocument Verborgen Veiligheden 61

68 2-paalspoer, sondering vooraf Figuur 8.10 Sonderingen 2-paalspoer (paalpuntniveau NAP -23,5 m) 2-paalspoer, sondering achteraf 3-paalspoer, sondering vooraf Figuur 8.11 Sonderingen 3-paalspoer (paalpuntniveau NAP -22,5 à -23,5 m) 3-paalspoer, sondering achteraf 62 Werkdocument Verborgen Veiligheden

69 4-paalspoer, sondering vooraf Figuur 8.12 Sonderingen 4-paalspoer (paalpuntniveau NAP -21 à -22,5 m) 4-paalspoer, sondering achteraf Bij alle sonderingen die achteraf zijn gemaakt, is een duidelijk hogere conusweerstand gemeten dan bij de nabij gelegen sondering die vooraf is gemaakt. De gemiddelde verdichtingsfactor f 1 in de grondlaag tussen NAP -20 m en NAP -25 m bedraagt 1,4 waarbij in de 4-paalspoer de hoogste waarde is gevonden (f 1;gem = circa 1,7). Zelfs bij een 2-paalspoer, eigenlijk een palenrij, is een duidelijke toename van de conusweerstand geconstateerd. De momenteel beschikbare gegevens geven hiervoor geen verklaring. Mogelijk spelen de eigenschappen van het zand (korrelverdeling, korrelvorm, siltgehalte) een grote rol in het verdichtingseffect. Het wrijvingsgetal in deze zandlaag is kleiner dan 1,0 hetgeen duidt op een grove korrel en/of grind. Bovenstaande houdt in dat sonderingen alleen niet voldoende zijn om het fenomeen goed te kunnen verklaren. Nader onderzoek naar de eigenschappen van het zand is vereist. 8.4 Literatuur Klotz, E. U. and Coop,M. R. An investigation of the effect of soil state on the capacity of driven piles in sands (Klotz.E.U.&Coop.M.P 2001) Dit artikel gaat over metingen in centrifugeproeven, waarbij modelpalen in het zand zijn gedrukt. Er zijn geen proefbelastingen op de palen uitgevoerd. Er zijn verschillende soorten zand gebruikt, waarbij voor iedere zandsoort met behulp van triaxiaalproeven de critical state line (CSL) is bepaald. Uit de centrifugeproeven bleek volgens de auteurs overduidelijk dat de in situ toestand, gedefinieerd als de combinatie van dichtheid en spanningsniveau (ten opzichte van CSL), bepalend is voor de draagkracht van de palen. Omdat niet voldoende proefbelastingen bekend zijn, waarbij ook de CS van het zand bepaald kan worden, is het de auteurs niet gelukt een ontwerpregel op te stellen. Coop, M. R., E. U. Klotz and L. Clinton The influence of the in situ state of sands on the load deflection behaviour of driven piles (Coop.M.R.&Klotz.E.U.&Clinton.L 2005) Werkdocument Verborgen Veiligheden 63

70 Dit artikel gaat over centrifugeproeven op ingedrukte palen, waarbij de invloed van de in situ volume - stress state, zie Figuur 8.13, op het last-vervormingsgedrag van de palen is onderzocht. Figuur Geologie - locatie heterogeniteit Wellicht is de mate van groepswerking afhankelijk van de locatie en variaties in de ondergrond. Dit zou moet blijken uit metingen op diverse locaties in Nederland met mogelijk verschillende resultaten voor de verdichting (na-sonderingen). De huidige studie levert hierover geen uitsluitsel. 8.6 Conclusie Verdichtingsfactor f 1 Gezien de ervaringen met gerealiseerde bouwprojecten lijkt het gerechtvaardigd de verdichtingsfactor f 1 voor grondverdringende palen, zoals bekend uit de berekening van de trekweerstand van palen volgens CUR-publicatie , ook toe te passen voor de berekening van de draagkracht van op druk belaste palen. Daarbij is het nodig de randvoorwaarden nog nader vast te stellen, om te voorkomen dat een te gunstige waarde voor f 1 wordt berekend, bijvoorbeeld in kleine, zeer dichte paalgroepen. Nader onderzoek naar de verdichting bij paalgroepen dient te bestaan uit sonderingen in het hart van een paalgroep, voordat palen binnen het invloedsgebied zijn aangebracht en nadat palen binnen het invloedsgebied zijn aangebracht. De sonderingen voorafgaand aan het aanbrengen van de palen dienen uitgevoerd te worden na ontgraven van de bouwput om te voorkomen dat het beeld vertroebeld wordt door het effect van de ontgraving van de bouwput op de conusweerstand. 64 Werkdocument Verborgen Veiligheden

71 Ook is nader onderzoek nodig naar het invloedsgebied ter onderbouwing van de rekenregel 6 D eq. Hiervoor zijn sonderingen achteraf op verschillende afstand tot de paalgroep nodig. Daarbij is ook onderzoek gewenst naar de eigenschappen van het zand (korrelverdeling, korrelvorm, siltgehalte) aangezien die waarschijnlijk een belangrijke rol spelen bij de mate van verdichting. Het onderzoek dient ook uitsluitsel te geven naar de mate van verdichting beneden de paalpunt. De sonderingen en boringen dienen daarom tot tenminste 4 D eq beneden de paalpunt te worden doorgezet. Het lijkt zinvol bovenbeschreven onderzoek bij een nader te bepalen aantal (bijvoorbeeld ten minste 10) bouwprojecten uit te voeren en per bouwproject op ten minste drie locaties de opgetreden verdichting vast te stellen. Volgens CUR-publicatie dient toepassing van een verdichtingsfactor f 1 > 1 altijd gepaard te gaan met controlesonderingen achteraf. Voor het bouwproces is dit ongewenst, vanwege het risico dat in een laat stadium pas duidelijkheid ontstaat omtrent het gekozen paalpuntniveau. Het onderzoek zou een betrouwbare rekenregel op moeten leveren, die zonder controlesonderingen achteraf behoeft te worden aangetoond. Spanningsverhogingsfactor f 2 De spanningsverhogingsfactor f 2 leidt bij op druk belaste palen in een paalgroep tot een verhoogde draagkracht. Hoewel hiermee winst is te behalen, is een aanvullende studie naar de grootte van deze factor voor op druk belaste paalgroepen nodig. Vooralsnog wordt aanbevolen het effect van de spanningsverhoging niet in rekening te brengen. Werkdocument Verborgen Veiligheden 65

72

73 9 Invloed positieve wrijving - base effect 9.1 Algemene beschouwing Een hoge schachtwrijving tijdens paalinstallatie geeft bij grondverdringende palen een opspanning van de grond onder de paalpunt (bekend als baseeffect).de schachtwrijving wordt bepaald door wandruwheid, horizontale spanningen en de wrijvingseigenschappen van het zand. Uit berekeningen met DIKA (P.van den Berg 1996) blijkt dat de sondeerweerstand met 50% afneemt als de wrijving van de sondeerstang direct boven de paalpunt op nul wordt gesteld. Dit toont aan dat er een sterke koppeling kan zijn tussen schacht- en puntweerstand. 9.2 Literatuur Borghi, X., D.J. White, M.D. Bolton, S. Springman, Empirical pile design based on cone penetrometer data: an explanation for the reduction of unit base resistance between cpts and piles (Borghi.X&White.D.J.&Bolton.M.D.&Springman.S 2001) De puntweerstand wordt veelal berekend uit de conusweerstand met formule (1): De factor voor de berekening van de puntweerstand is volgens de auteurs belangrijk kleiner dan 1,0 zie de grafiek in Figuur 9.1. Voor veel voorkomende palen 300 à 500 mm zou deze factor ongeveer 0,5 à 0,4 zijn, dat wil zeggen belangrijk lager dan de in Nederland gehanteerde p -waarden (0,5 à 1,0). Andere onderzoekers komen op basis van dezelfde data tot een minder ongunstige conclusie, namelijk een factor van 0,6, zie ook CUR-publicatie 229 (CUR 2010). Een mogelijke verklaring is volgens de auteurs de invloed van de schachtwrijving nabij de paalpunt, zie Figuur 9.2. Naast formule (1) kan de puntweerstand berekend worden uitgaande van de verticale korrelspanning op paalpuntniveau, formule (2). De auteurs stellen evenwel formule (3) voor, waarin x de verhoogde verticale korrelspanning direct naast de paalschacht ten gevolge van de schachtwrijving is. Door middel van centrifugeproeven op ingedrukte palen hebben de auteurs aangetoond dat de wandruwheid, en dus de schachtwrijving, van invloed is op de puntweerstand van de palen. Hiermee achten ze te hebben aangetoond dat formule (3) een betrouwbare voorspelling van de puntweerstand geeft. Werkdocument Verborgen Veiligheden 67

74 Figuur 9.1 Figuur 9.2 De auteurs nemen, gebaseerd op het in modelproeven waargenomen vervormingsbeeld rondom de paal, de breedte W gelijk aan de paaldiameter D. White, D.J., A general framework for shaft resistance on displacement piles in sand (White.D.J. 2005) White beschouwt het spanningsverloop in een grondelement direct naast de paalschacht tijdens het heien of drukken van een paal en leidt een formule voor de schachtwrijving af. In eerste instantie loopt de schachtwrijving hoog op maar door het verder inbrengen van de paal neemt deze weer af (friction fatigue), zie Figuur 9.3. sf a A b r q c h D c 68 Werkdocument Verborgen Veiligheden

75 Figuur Conclusie De huidige studie levert geen aanknopingspunten ten aanzien van dit onderwerp. Werkdocument Verborgen Veiligheden 69

76

77 10 Wijze van beproeven - invloed reactiepalen 10.1 Huidige regelgeving In de uitvoeringsnorm NEN voor drukpalen, staat in art aangegeven dat gebruik gemaakt kan worden van reactiepalen. Hierbij wordt aanbevolen om de elementen waaraan de reactiekrachten worden ontleend te plaatsen op een niveau dat beneden de voet van de proefpaal of proefpalen ligt, op een horizontale afstand van ten minste 5 m uit de lijn van de as van de dichtstbijzijnde proefpaal, zie Figuur Bij de proef aan de Kruithuisweg te Delft is deze procedure toegepast met reactiepalen op een afstand van 5,0 m. Stel er waren 4 reactiepalen dan zou de h.o.h.-afstand van de reactiepalen 7,0 m zijn. Volgens CUR publicatie Ontwerpregels voor trekpalen hoort hier een reductiefactor f 2 voor grondontspanning bij ten gevolge van de trekkracht in de grond van orde 0,92 (varieert met de diepte). Een dergelijke invloed van de reactiepalen is volgens dit rekenmodel significant en betekent dat de met de proefbelasting bepaalde draagkracht van een alleenstaande paal een onderschatting is van de werkelijke draagkracht. Figuur 10.1 Figuur 1(e) uit NEN NEN-EN-ISO (Ontwerp), art. 4.2, eist als minimum maat voor de afstand (dagmaat) tussen de paal en de verankering de grootste waarde van 2,5 m of 3D b. Voor kleefpalen en/of bij gebruik van ankers kan een grotere afstand gewenst zijn. For all these reaction systems the clear distance between the test pile and the nearest edge of the kentledge support or the anchorage shall be at least 2,5 m or 3 Db, whichever is the greatest. These requirements might be more severe for test piles that act predominantly through skin friction or when using ground anchors as a reaction device. Werkdocument Verborgen Veiligheden 71

78 10.2 Aanbevelingen Het verdient aanbeveling de invloed van trekpalen op de bij een proefbelasting gemeten draagkracht nader te kwantificeren. Zeker indien voor de minimum afstand (dagmaat) tussen de paal en de verankering de grootste waarde van 2,5 m of 3D b wordt aangehouden(nen- EN-ISO ), is het waarschijnlijk dat voor de uiterste draagkracht op druk een te lage waarde wordt gevonden. De studie zou moeten uitmonden in een rekenregel voor de gewenste dagmaat tussen paal en verankering. 72 Werkdocument Verborgen Veiligheden

79 11 Windbelasting 11.1 Inleiding In dit hoofdstuk wordt ingegaan op de vraag of het gezamenlijk in rekening brengen van de windbelasting en de belasting als gevolg van negatieve kleef leidt tot overdimensionering van de paalfundering. Ten behoeve van dit onderzoek is een aantal berekeningen uitgevoerd door de Ingenieursbureaus van de gemeenten Amsterdam en Rotterdam en door Strukton. Deze worden in dit rapport behandeld Achtergrond Negatieve kleef, een neerwaartse belasting op een funderingspaal, wordt veroorzaakt door wrijving als gevolg van een relatieve verplaatsing (zakking) van de grond langs de paal. De negatieve kleefbelasting wordt gewoonlijk berekend door een geotechnisch adviseur in de fase dat aan het ontwerp van een fundering wordt gewerkt. Belastingen vanuit de bovenbouw worden berekend door een constructeur. Deze maakt onderscheid in blijvende, veranderlijke en buitengewone belastingen en bepaalt daaruit representatieve belastingen die voor het ontwerp van een constructie, inclusief de fundering, worden gebruikt. De constructeur maakt in de meeste gevallen het palenplan van waaruit de geotechnisch adviseur zijn werkzaamheden start. Windbelasting is een veranderlijke belasting. De karakteristieke waarden van de veranderlijke belastingen voor gebouwen zijn in het algemeen gebaseerd op een ontwerplevensduur van 50 jaar. Gebouwen worden gedurende die 50 jaar vaak maar kort belast door (veel) wind. Ook als sprake is van een belasting gedurende een aantal uren is in geotechnische zin sprake van een kortstondige belasting. De vraag kan worden gesteld of die windbelasting wel uitgeoefend wordt op de paalfundering en zo ja, wordt die dan opgenomen door de dieper gelegen draagkrachtige zandlaag, of wordt de windbelasting al in de bovenlagen afgedragen en bereikt deze niet, of slechts ten dele de funderingszandlaag. Uitgangspunt bij deze vraag is de grondgesteldheid in het westen van Nederland. Daar bevindt zich in veel gevallen een antropogene laag op slappe Holocene grondlagen, bestaande uit klei en veen. Deze grondlagen zorgen voor de negatieve kleefbelasting. Daaronder bevindt zich op een variërende diepte de Pleistocene zandlaag waaraan de funderingspalen hun draagkracht ontlenen. In het verleden zijn metingen verricht tijdens de bouw van de straalverbindingstoren te Hoorn, o.a. om vast te stellen of windvlagen meetbaar waren, ook in de funderingspalen. Uit dat onderzoek kwam naar voren dat, in tegenstelling tot wat algemeen werd verwacht, tijdens de metingen ook in de funderingspalen rek- en spanningswisselingen werden waargenomen en dat deze in dezelfde orde grootte waren als die in de torenschacht (StichtingBouwResearch 1994). Hoe deze extra belasting door de palen werd overgedragen aan de grond is daarbij echter niet gemeten Aanpak De doelstelling van dit onderzoek is de vraag te beantwoorden of reductie van de belasting op een funderingspaal geoorloofd zou kunnen zijn in het geval er sprake is van een Werkdocument Verborgen Veiligheden 73

80 gecombineerde belasting door wind en negatieve kleef. En indien dit zo is, of er dan sprake is van een significant ontwerpvoordeel. Deze vragen in dit rapport worden beantwoord op basis van een oriënterend onderzoek, dat wil zeggen dat eventuele conclusies die duiden op een ontwerpvoordeel niet meer dan een voorlopig karakter kunnen hebben. Om de vragen te kunnen beantwoorden, is gebruik gemaakt van bestaande bronnen. Er zijn geen meetprogramma s uitgevoerd. Het eventuele ontwerpvoordeel is bepaald aan de hand van berekeningen. Daarbij ging het er om of de gewoonlijk in de bovenlagen aangenomen negatieve kleef tijdens windbelasting wellicht vermindert en zelfs verandert in positieve kleef, omdat de paal als gevolg van de windbelasting tijdelijk wat verder in de funderingszandlaag wordt gedrukt en tevens tijdelijk elastisch verkort. De berekeningen zijn aan de hand van enkele belastingsgevallen uitgevoerd met twee verschillende rekenmodellen: MFoundation; INTER. MFoundation is een rekenmodel dat is gebaseerd op de toetsing van de verticale draagkracht van een paalfundering volgens de semi-empirische formules in de vigerende Nederlandse normen. De interactie tussen de negatieve kleefbelasting en de windbelasting kan er niet mee worden berekend. Wel kan de paalzakking onder een zekere belasting worden vastgesteld. En kan vervolgens handmatig de mate van interactie worden benaderd. INTER is een rekenmodel dat ca. 20 jaar geleden binnen Gemeentewerken Rotterdam is ontwikkeld en vervolgens binnen Strukton verder is verfijnd (GemeentewerkenRotterdam 1993). Het rekenmodel maakt gebruik van de semi-empirische formules in de vigerende Nederlandse normen. Ook worden de in die normen weergegeven mobilisatiegrafieken gebruikt voor de relaties tussen de paalpuntzakking en de puntweerstand en tussen de relatieve verplaatsing van de paalschacht (ten opzichte van de omringende grond) en de schachtweerstand. Het rekenmodel resulteert o.a. in het verloop van de normaalkracht in de paal en in de zakking van de paal Beschouwd gebouw Voor de berekeningen is uitgegaan van een gebouw in de Rotterdamse ondergrond, gefundeerd op prefab betonpalen met een oppervlakte van 50 x 15 m 2. De hoogte van het gebouw is gevarieerd (20, 40, 60, 80 en 120 m), om een indruk te krijgen van de relatieve bijdrage van de windbelasting (Figuur 11.1 ). 74 Werkdocument Verborgen Veiligheden

81 Figuur 11.1 Het beschouwde gebouw Onder het gebouw is een palenplan ontworpen, waarbij voor de bruikbaarheidsgrenstoestand is uitgegaan van een totale paalbelasting van à kn (incl. wind en excl. negatieve kleef). Naarmate het gebouw hoger wordt, neemt de dichtheid van het palenveld toe (Figuur 11.2 ). Figuur 11.2 De beschouwde palenplannen. Aangenomen is dat de wind loodrecht aangrijpt op de lange zijde van het gebouw. De blijvende belasting bedraagt 3,5 kn/m 3, de veranderlijke belasting 2,5 kn/m 2. De combinatiefactor (ψ) is 0,3. De berekeningen zijn uitgevoerd op basis van NEN 6702 met voor de uiterste grenstoestand een belastingsfactor van 1,2 voor de blijvende en van 1,5 voor de veranderlijke belasting. De berekeningen zijn zowel gemaakt voor de bruikbaarheidsgrenstoestand (BGT) als de uiterste grenstoestand (UGT) (Tabel 11.1). Werkdocument Verborgen Veiligheden 75

82 Tabel 11.1 Berekende maximale en minimale paalbelastingen In Tabel 11.1 zijn de belastingen op de randpalen gegeven. Deze worden het meest belast en ontlast door wind. Uit tabel 1 blijkt dat het aandeel van de belasting door wind in percentages van de totale belasting toeneemt. In de BGT is dit van 65 op kn bij 20 m hoogte (4%) naar 634 op kn bij 120 m hoogte (38%). Voor 40, 60 en 80 m hoogte zijn deze percentages respectievelijk 9, 19 en 25%. De windbelasting levert in dit geval pas een significante bijdrage aan de paalbelasting bij gebouwhoogten van meer dan 40 m (bijdrage 10%) Rekenmodellen Er zijn met twee rekenmodellen berekeningen uitgevoerd. Deze worden hierna kort beschreven MFoundation MFoundation is een rekenmodel dat wordt gebruikt voor het ontwerpen van paalfunderingen. Op basis van één of meer sonderingen en een vooraf gekozen paaltype met bepaalde afmetingen en een bepaald paalpuntniveau berekent het model de puntweerstand, de wrijvingsweerstand en de eventuele negatieve kleefbelasting. Bovendien berekent het rekenmodel de zakking van de paalkop (= zakking van de paalpunt + elastische verkorting + samendrukking van eventueel aanwezige dieper gelegen samendrukbare grondlagen onder het paalpuntniveau) onder invloed van de uitgeoefende belastingen. Het rekenmodel maakt gebruik van de in NEN gegeven formules en grafieken. De interactie tussen de negatieve kleefbelasting en de windbelasting kan niet met het rekenmodel worden berekend. Wel kan de paalzakking onder een zekere belasting worden vastgesteld. Indien wordt uitgegaan van een gecombineerde belasting bestaande uit blijvende belasting, windbelasting en negatieve kleef, dan kan daarbij de paalkopzakking worden bepaald, bestaande uit de paalpuntzakking en elastische verkorting van de funderingspaal (de samendrukking van dieper gelegen grondlagen wordt in dit geval verwaarloosbaar verondersteld). De toename van de paalkopzakking als gevolg van de windbelasting leidt tot extra zakking van de paalkop en daarmee tot afname van de negatieve 76 Werkdocument Verborgen Veiligheden

83 kleef belasting. De grootte van deze afname kan worden berekend met behulp van een grafiek waarin de relatie tussen relatieve verticale verplaatsing van de paal en de grootte van de wrijvingsweerstand is aangegeven. Voor deze relatie is de grafiek in Figuur 11.3 gehanteerd. Deze berekening vereist een iteratieve benadering. Omdat de berekening min of meer handmatig moet worden uitgevoerd, wordt dit achterwege gelaten. Figuur 11.3 Relatie tussen relatieve verplaatsing van de funderingspaal en de schachtweerstand INTER INTER is een rekenmodel waarmee het verticale verplaatsingsgedrag van een funderingspaal onder invloed van aangebrachte belastingen kan worden geanalyseerd. Het model brengt de interactie tussen paal en grond in rekening en verdisconteert die in de verticale verplaatsing van de funderingspaal. In het rekenmodel wordt de funderingspaal verdeeld in een groot aantal paaldelen en wordt per paaldeel het verticale evenwicht en de elastische verkorting berekend. Via een iteratief proces wordt de normaalkrachtverdeling in de paal en de verplaatsing van de paal als functie van de diepte bepaald. Bij de beschouwing van het verticale evenwicht van een paaldeel wordt de belasting op de bovenkant van het paaldeel bekend verondersteld (kan zowel druk als trek zijn) en wordt de grootte van de wrijvingsweerstand tussen paal en grond (zowel in de samendrukbare als in de draagkrachtige grondlagen) bepaald met behulp van het last-zakkingsdiagram in figuur 7 van NEN Hiervoor is de verschilverplaatsing tussen paal en grond bepalend. Uit de evenwichtsvoorwaarde volgt de belasting op de onderkant van het paaldeel. Vervolgens wordt de verkorting (of verlenging bij een trekbelasting) van het paaldeel als gevolg van de verandering van de normaalkracht berekend. De berekende verticale belasting op de onderkant van het paaldeel en de berekende verkorting (of verlenging) van het paaldeel vormen invoergegevens voor het daaronder aanwezige paaldeel. Uitgangspunt voor de berekening is een bekende paalkopbelasting en (in dit geval) een bepaalde maaiveldzakking (als gevolg van negatieve kleef). Het rekenproces start op basis van een voor het betreffende belastinggeval aangenomen (verwachte) paalkopzakking. Bij de beschouwing van het laatste c.q. onderste paaldeel wordt gecontroleerd of de berekende belasting op de onderkant van het paaldeel (de paalpuntbelasting) kan worden opgenomen. Werkdocument Verborgen Veiligheden 77

84 Bij drukpalen betekent dit dat de met behulp van de in NEN gegeven formules berekende draagkracht groter of gelijk is aan de met behulp van het rekenmodel berekende paalpuntbelasting. Tevens geldt aan de paalpunt dat de op basis van de aangenomen paalkopzakking en berekende elastische verkorting van de verschillende paaldelen berekende paalpuntzakking gelijk moet zijn aan de paalpuntzakking die volgt uit figuur 6 van NEN waarbij de met het rekenmodel berekende paalpuntbelasting is gebruikt. Indien deze (met een bepaalde toegestane marge) niet gelijk zijn, dan wordt op basis van het verschil tussen beide een nieuwe verwachte paalkopzakking geschat en wordt de funderingspaal opnieuw doorgerekend, totdat het verschil tussen de paalpuntzakkingen klein genoeg is Berekeningen Uitgaande van het in het vorige hoofdstuk beschreven gebouw zijn berekeningen gemaakt met de beide rekenmodellen MFoundation Voor de berekeningen met MFoundation is uitgegaan van de volgende gegevens: Amsterdamse grondopbouw, zie Figuur 11.4 (bovenkant funderingszandlaag is NAP - 11,5 m); prefab betonpaal vierkant 0,45 m tot NAP -21 m (is een randpaal bij een door wind belast gebouw); de volledige negatieve kleef belasting is ontwikkeld (ongestoorde maaiveldzakking is meer dan 100 mm); de belasting op de paalkop varieert van tot kn (BGT); de negatieve kleef belasting is maximaal 328 kn; de elasticiteitsmodulus van beton is N/mm 2. De windbelasting bedraagt 65, 143, 343, 469 en 634 kn voor gebouwen die 20, 40, 60, 80 en 120 m hoog zijn. 78 Werkdocument Verborgen Veiligheden

85 Figuur 11.4 Beschouwde sondering, Locatie Amsterdam Zuid-as Eerst is een berekening gemaakt met een totale belasting die bestaat uit blijvende belasting en negatieve kleef belasting en is de bijdrage van de paalpunt en paalschacht aan de totale weerstand bepaald. Tevens is de zakking van de paalpunt en de elastische verkorting van de paal (opgeteld: de zakking van de paalkop) berekend. Dezelfde berekening is daarna opnieuw gemaakt, maar nu met een totale belasting die bestaat uit de sommatie van blijvende belasting, negatieve kleef belasting en windbelasting. Uit deze twee berekeningen is de (maximale) toename van de paalpuntzakking als gevolg van de windbelasting afgeleid alsook de toename van de elastische verkorting van de funderingspaal. De berekeningsresultaten zijn samengevat in Tabel Gebouw met hoogte van 20 m (windbelasting is 65 kn) BGT F nk [kn] s b [mm] s el [mm] s 1 [mm] R s;i;d [kn] R b;i;d [kn] F permanent [kn] ,4 12, F totaal [kn] ,4 8,7 13, Δs [mm] 0,4 0,3 0,7 Werkdocument Verborgen Veiligheden 79