Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken. analyse gedraineerde en ongedraineerde sterkte

Transcriptie

1 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken analyse gedraineerde en ongedraineerde sterkte

2

3 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken analyse gedraineerde en ongedraineerde sterkte ing. P. Kraaijenbrink dr. ir. G.A.M. van Meurs Deltares, 2015, B

4

5 Titel Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken Opdrachtgever Rijkswaterstaat Project Kenmerk GEO jvm Pagina's 50 Trefwoorden Marken, gevoeligheidsanalyse, veiligheidsanalyse, ongedraineerde schuifsterkte, binnenwaarts, stabiliteit, DSS-proeven, triaxiaalproeven, Ontwerpinstrumentarium, OI2014, WTI-SOS, Westkade, Noordkade, Zuidkade. Samenvatting In onderhavige rapportage zijn de resultaten weergegeven van een globale gevoeligheids- en veiligheidsanalyse voor de waterkeringen op Marken. Op verzoek van Rijkswaterstaat is voor Marken onderzocht in hoeverre, het gebruik maken van de kennis die is opgedaan bij de projecten: Dijken op Veen (DoV) en Markermeerdijken (Mmd), kan bijdragen in de (dijk)versterkingsopgave voor Marken. Uit de laatst uitgevoerde toetsingen ( ) blijkt namelijk dat, met name de binnenwaartse stabiliteit van de waterkeringen op Marken, niet voldoet aan de vigerende veiligheidseisen. Ten behoeve van het onderzoek zijn, mede op basis van veiligheidseisen uit het Ontwerp Instrumentarium 2014, versie 3 (OI2014-v3), voor drie representatieve dwarsprofielen stabiliteitsberekeningen uitgevoerd met ongedraineerde sterkteparameters. Het betreft de dwarsprofielen: DP 79,6; Westkade. DP 48,0; Noordkade. DP 36,0; Zuidkade. Omdat als uitgangspunt voor de belastingen de randvoorwaarden uit de toetsing ( ) gehanteerd zijn (HR 2006), mogen de uitgevoerde berekeningen niet als toets- of ontwerpberekeningen, beschouwd worden. De uitkomsten geven slechts een indicatie van de werkelijke veiligheid. Ter bepaling van de ongedraineerde parameters (met name voor veen) is door Fugro grondonderzoek uitgevoerd, dat hoofdzakelijk bestaan heeft uit sonderingen, boringen en DSS-proeven op veenmonsters. Deltares heeft hierbij de kwaliteitsborging uitgevoerd. Er is geen nieuw onderzoek verricht naar de ongedraineerde schuifsterkte voor kleilagen. Op basis van het uitgevoerde grondonderzoek is voor de berekende dwarsprofielen de oorspronkelijk geschematiseerde bodemopbouw aangepast. Naast een check op de oorspronkelijke toetssommen met gedraineerde parameters, zijn er voor vier nieuwe situaties berekeningen uitgevoerd: 1. Oorspronkelijke schematisaties met ongedraineerde parameters bepaald op basis van in het verleden uitgevoerde en gebruikte triaxiaalproeven. 2. Oorspronkelijke schematisaties met ongedraineerde parameters uit proeftoetsing ten behoeve van WTI-SOS (Wettelijk Toets Instrumentarium - Stochastische Ondergrond Schematisatie). 3. Aangepaste schematisaties met gedraineerde parameters (zoals in de toetssommen). 4. Aangepaste schematisaties met ongedraineerde parameters op basis van het uitgevoerde grondonderzoek (DSS-proeven en sonderingen). Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

6 Titel Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken Opdrachtgever Rijkswaterstaat Project Kenmerk GEO jvm Pagina's 50 Voor de Zuidkade (DP36,0) is ter indicatie een versterking berekend met een binnenberm van 5 m breed en 2,5 m dik, die voldoet aan de gestelde veiligheidseis. De hiervoor gehanteerde uitgangspunten zijn echter onvoldoende voor een definitief ontwerp. Verder is voor alle drie de dwarsprofielen een variant berekend, waarbij geen verkeersbelasting in rekening is gebracht. De belangrijkste conclusies uit het onderzoek zijn: De berekeningen mogen, gezien de gehanteerde uitgangspunten, niet als toets- of ontwerpberekening gezien worden. Oude triaxiaalproeven (single stage) en de interpretatie daarvan leiden tot een te hoge waarde voor de ongedraineerde schuifsterkte. De proeven zijn niet geschikt om ongedraineerde parameters uit af te leiden. De waarden uit WTI-SOS (proeftoetsing), die in onderhavig onderzoek ter vergelijking ook gebruikt zijn, vormen een ondergrens. De DSS-testen, die uitgevoerd zijn op veenmonsters bij een hoge terreinspanning (onder de dijk) leiden tot uitkomsten die overeenkomen met waarden die ook bij het onderzoek Dijken op Veen (DoV) en het project Markermeerdijken (Mmd) zijn gevonden. De DSS-testen uitgevoerd bij een lage terreinspanning (in het achterland) zijn onbetrouwbaar en komen niet overeen met DoV. Aanpassing van de grondopbouw op basis van het lokaal uitgevoerde grondonderzoek (sonderingen en boringen) heeft een relevant effect op de berekende veiligheidsfactoren. Voor de West- en Noordkade is sprake van een duidelijke toename, terwijl bij de Zuidkade sprake is van een afname van de berekende veiligheidsfactor. Op basis van de berekeningen met gedraineerde parameters (c en ) blijkt dat alle drie de berekende profielen niet aan de veiligheidseisen voldoen. Het gebruik van ongedraineerde schuifsterkte leidt voor de Noordkade tot het voldoen aan de eis voor de vereiste veiligheidsfactor. Voor de Westkade komt de berekende veiligheidsfactor dichter bij de eis. Voor de Zuidkade blijft de veiligheidsfactor, ten opzichte van de berekening met gedraineerde parameters, ongeveer gelijk ten opzichte van de gestelde veiligheidseis. De veiligheidsfactor blijft daarmee onvoldoende. Indien voor Hollandveen onder de dijk, voor de gedraineerde parameters de waarden worden gehanteerd, die in 2012 door Deltares zijn voorgesteld, dan is vooralsnog niet duidelijk of de verschillen tussen de gedraineerde en ongedraineerde berekeningen groter of kleiner worden. Dit is geheel afhankelijk van de grondopbouw en de ligging van het maatgevende glijvlak. Voor de Zuidkade levert een stabiliteitsberm van 5 m breed en 2,5 m hoog een indicatie op van een mogelijke verbetermaatregel. De uitgevoerde berekening moet als indicatief beschouwd worden, omdat niet de juiste hydraulische randvoorwaarden gehanteerd zijn en ook niet uitgekiend met de faalkansverdeling is omgegaan. Voor een definitief ontwerp dient onder andere ook naar de aspecten: minimaal benodigde kruinhoogte, overslagdebiet, effect van ligging van freatische lijn, mogelijke herverdeling faalkansruimte en wel/niet gebruik van zonering gekeken te worden. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

7 Deltores Titel Gevoeligheidsanalyseongedraineerdrekenen OmringkadeMarken Opdrachtgever Rijkswaterstaat Project Kenmerk Pagina's GEO jvm De verkeersbelasting is met name van invloed op de dwarsprofielenwaar een ondiep maatgevend glijvlak gevonden wordt. Zowel voor de West- als de Noordkade wordt zonder verkeersbelasting voldaan aan de gestelde eis voor de veiligheidsfactor. De Zuidkade blijft onder de gestelde eis. Met name de sterktetoenamein de veenlaag leidt tot een toename van de berekende veiligheidsfactor.een dikkere veenlaag heeft derhalveeen grotere invloed. Bij bovenstaandeconclusies wordt opgemerkt dat de gebruikte ongedraineerdeparameters voor de kleilaag (S=0,3 en m=0,90) als een "best guess"gelden en als karakteristiekewaarde zijn geschat en gebruikt. Dat betekent dat nog een materiaalfactor moet worden toegepast om tot rekenwaardete komen. Nader laboratoriumonderzoek naar de sterkte van de klei zal uitsluitsel moeten geven in hoeverre deze schatting reëel is. Hierdoor kunnen de bovenstaande resultaten niet als toetsresultaat worden gezien, maar als een betrouwbare inschatting van de scope van de dijkversterking wanneer de ongedraineerde parameters goed worden bepaald. Aanbevolen wordt om met name aanvullend onderzoek uit te voeren naar de resultaten van DSS-testen bij lage terreinspanningen.deze geven namelijk in onderhavig onderzoek geen betrouwbaarresultaat. Daarbij bestaat de mogelijkheidaanvullende proeven uit te voeren op nog beschikbare reservernonsters.omdat nog voldoende reservernonstersbeschikbaar zijn is dit relatief eenvoudigte realiseren. Grondonderzoekvoor Marken heeft zich voornamelijk gericht op de ongedraineerdesterkte van veen. Aanbevolen wordt om met name ook aanvullend onderzoek uit te voeren naar de ongedraineerdesterkte van dijksmateriaalen de diverse kleilagen in de ondergrond. Op basis van bijgestelde ongedraineerde parameters voor de kleilagen dienen de berekeningen te worden herhaald. Een aanbeveling is ook om te onderzoekenhoe omgegaanmoet worden met de vertaling van de drie onderzochtedwarsprofielennaar de overigedelen van de betreffendekade. Indien vervolgberekeningenmet gedraineerdeparametersworden uitgevoerd,dient men zich te realiseren, dat voor het bepalen van de rekenwaarden een materiaalfactor van 1,4 is gehanteerd,zowel voor de cohesie als voor de hoek van inwendigewrijving (paragraaf3.1.1) en dat in 2012 geadviseerd is ten aanzien van de te hanteren (gedraineerde) parameters voor veen (Deltares, 2012), zie paragraaf Versie Paraaf Review Paraaf 2 okt Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

8

9 Inhoud 1 Inleiding Algemeen Overeenkomsten met Markermeerdijken Veel gebruikte afkortingen 1 2 Plan van Aanpak Veiligheidsfilosofie Doelstelling van het onderzoek Uitgangspunten en randvoorwaarden Uitgevoerde stappen Leeswijzer 6 3 Bevindingen Resultaten uit de vorige toetsing Gehanteerde sterkteparameters (gedraineerd) Resultaten oude toetsberekeningen Interpretatie oude Triaxiaaltesten Gebruikte data Resultaten van de Triaxiaaltesten Over-geconsolideerde parameters Resultaten veld- en laboratoriumwerk Fugro Ligging van Boringen en sonderingen Westkade (DP 79,6) Noordkade (DP 48) Zuidkade (DP 36) DSS-testen Correlaties Materiaalparameters Materiaalparameters oorspronkelijke schematisatie ondergrond Materiaalparameters aangepaste schematisatie ondergrond Toetswaarde binnenwaartse macrostabiliteit Oorspronkelijk gehanteerde veiligheidsfactor voor de toetsingen Nieuw te hanteren veiligheidsfactor op basis van OI2014-v Gehanteerde overall-veiligheidsfactor (toetswaarde), R 34 4 Berekeningen Opzet van de stabiliteitsberekeningen Oorspronkelijke bodemopbouw (som 2, fase 2) Westkade (DP 79,6) Noordkade (DP 48) Zuidkade (DP 36) Resultaten Aangepaste bodemopbouw (som 3+4, fase 3) Westkade (DP 79,6) Noordkade (DP 48) Zuidkade (DP 36) Samenhang in resultaten 45 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken i

10 5 Conclusies en Aanbevelingen Conclusies Aanbevelingen 49 6 Referenties 50 Bijlage(n) A Analyse gedraineerd onderzoek (toetsingen ) A-1 A.1 Inleiding A-1 A.2 Uitgevoerde berekeningen en gehanteerde parameters A-1 A.3 Toetsing Marken, GeoDelft , globaal onderzoek (2 e toetsronde) A-2 A.4 Toetsingen Marken, GeoDelft 2004, gedetailleerde toetsing (2 e toetsronde) A-2 A.5 Gegevens ontwerp dijkversterking 2008, DHV (aangeleverd door RWS) A-4 A.6 Gegevens Arcadis, 3 e toetsing 2010 A-4 A.7 Gegevens Arcadis, hertoetsing, 3 e toetsing 2011 A-6 A.8 Gegevens Arcadis, heronderzoek Noord- en Zuidkade 2014/2015 A-6 A.9 Analyse parameters, opvallende resultaten A-7 A.10 Conclusies en advies A-8 B Stabiliteitsberekeningen oorspronkelijke bodemopbouw B-12 B.1 Introductie B-12 B.2 Methode B-12 B.3 Materiaalparameters B-13 B.4 Resultaten B-16 B.5 Referenties B-18 C Stabiliteitsberekeningen aangepaste bodemopbouw C-1 C.1 Introductie C-1 C.2 Algemene laagopbouw volgens het stochastisch ondergrondmodel (SOS) C-1 C.3 Schematisering DP 36 C-2 C.4 DP 48 C-3 C.5 DP 80 C-3 C.6 Stijghoogtes en freatische lijn C-3 C.7 Volumiek gewichten en gedraineerde sterkteparameters C-4 C.8 Verkeersbelasting C-4 C.9 Resultaten gedraineerde analyse Uplift Van C-4 C.10 Ongedraineerde sterkteparameters C-5 C.11 Toetsresultaat C-5 C.12 Conclusies C-6 C.13 Referenties C-6 D Veiligheidsfactoren conform OI2014-v3 D-1 ii Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

11 1 Inleiding 1.1 Algemeen De Omringkade van het eiland van Marken, dijktraject 13_b_1 (dijkring 13b), is conform de vigerende leidraden getoetst en op onderdelen afgekeurd. Dit betreft met name de binnenwaartse stabiliteit. Op basis van de toetsing en een doorkijk met VNK bestaat de opgave uit verschillende onderdelen. De Noordkade, een deel van de Westkade en van de Zuidkade zijn afgekeurd op macrostabiliteit binnenwaarts en ook zijn delen afgekeurd op hoogte. De Omringkade dient dus te worden versterkt. Rijkswaterstaat heeft Deltares opdracht gegeven (d.d. 9 april 2015, zaaknummer ) tot het uitvoeren van het opstellen van een gevoeligheidsanalyse met betrekking tot het ongedraineerd rekenen voor dijkring 13b Marken. 1.2 Overeenkomsten met Markermeerdijken De problematiek van de Omringkade Marken betreffende stabiliteit, vertoont overeenkomsten met de Markermeerdijken, gelegen tussen Hoorn en Amsterdam-Noord. Ook deze dijken zijn recent getoetst conform de vigerende leidraden en op basis daarvan afgekeurd. Vervolgens is een onderzoek gestart naar de mogelijkheden om het ontwerp van de versterking van de Markermeerdijken te optimaliseren. Mogelijkheden voor optimaliseren hebben zich daar specifiek gericht op de wijze waarop de sterkte van veen zou moeten worden bepaald en vervolgens in rekening moet worden gebracht. Dat onderzoek heeft de titel Dijken op Veen (DoV) meegekregen. De ontwikkelde methodiek van DoV is vervolgens als eerste toegepast op de Markermeerdijken. Er wordt hierbij gebruik gemaakt van ongedraineerde sterkteparameters bepaald volgens de Critical State Soil Mechanics theorie (CSSM) die aansluit op het in ontwikkeling zijn Wettelijk Toets-Instrumentarium (WTI) en het Ontwerp Instrumentarium 2014 (OI2014). 1.3 Veel gebruikte afkortingen In de tekst zijn onderstaande afkortingen veel gebruikt: DoV :Dijken op Veen Mmd :Markermeer dijken WTI :Wettelijk Toets Instrumentarium SOS :Stochastische Ondergrond schematisatie OI2014 :Ontwerp Instrumentarium 2014 VNK : Veiligheid Nederland in Kaart CSSM :Critical State Soil Mechanics DSS :Direct Simple Shear HR2006 :Hydraulische Randvoorwaarden 2006 DP :Dijkpaal DWP :Dwarsprofiel c :cohesie :hoek van inwendige wrijving s :ongedraineerde schuifsterkte Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 1 van 50

12

13 2 Plan van Aanpak 2.1 Veiligheidsfilosofie De methodiek van de beoordeling van waterkeringen is aan verandering onderhevig. De normering verandert en ook wordt gesleuteld aan het WTI en het OI2014 (Rijkswaterstaat, 2015); onder andere het overgaan van gedraineerd (Mohr-Coulomb-model) naar ongedraineerd rekenen (CSSM) bij cohesieve lagen zoals klei en veen. De ondergrond van Marken bestaat uit een afwisseling van klei en veen. Dit plan van aanpak beschrijft een aanzet voor toepassing van inzichten verworven uit DoV en de veranderingen binnen OI2014 en WTI. Het ontwerpen van een dijkversterking gebeurt tot dusverre door bij stabiliteitsberekeningen gebruik te maken van gedraineerde schuifsterkte. Onderzoek wijst uit dat het actuele gedrag van een dijk onder invloed van een belasting zich beter laat beschrijven door een benadering waarbij gebruik wordt gemaakt van ongedraineerde schuifsterkte. Uit onder meer onderzoek van de STOWA (zie artikel GEOTECHNIEK, december 2014, Duinen/van Hemert; Stabiliteitsanalyses met ongedraineerde schuifsterkte voor regionale waterkeringen ) blijkt dat voor kaden op een relatief slappe ondergrond, zoals de Omringkade van het eiland Marken, het toepassen van ongedraineerde sterkte mogelijk leidt tot een minder conservatieve benadering. De verwachting is dat toepassing van de ongedraineerde schuifsterkte dan leidt tot een soberder, en dus goedkoper, ontwerp voor de dijkversterking. Aanvullend op deze versobering kan toepassing van de methodiek van DoV leiden tot een verdere optimalisatie van het ontwerp. De werkwijze in dit plan van aanpak sluit aan bij ontwikkelingen in het WTI programma, waarin veel aandacht is besteed aan het berekenen van de stabiliteit van dijken. Het onderzoek naar DoV heeft zich specifiek gericht op de sterkte van het aanwezige veen in de ondergrond. Voor de locatie Marken is het ook belangrijk aandacht te besteden aan de sterkte van de aanwezige kleilagen. Voor de overige aspecten die van belang zijn bij het berekenen van de stabiliteit van waterkeringen is gebruik gemaakt van de resultaten van het WTI onderzoek. Dit is belangrijk omdat het WTI programma leidt tot nieuwe toetsvoorschriften en vormt daarmee de lat waarlangs de dijken in 2023 zullen worden gelegd. Het DoV-onderzoek richtte zich, conform afspraak, specifiek op het materiaalgedrag van veen en heeft geleid tot een semi-probabilistische ontwerprichtlijn ten behoeve van het afleiden van de ongedraineerde parameters voor veen. Bij de implementatie van het DoV onderzoek binnen het dijkversterkingsproject van de Markermeerdijken is discussie ontstaan omtrent de bepaling van de sterkte eigenschappen voor de verschillende kleilagen zodanig dat deze aansluit bij de wijze waarop de veenparameters zijn bepaald. Op basis van deze ervaring zal in het plan van aanpak voor de Omringkade van Marken ook aandacht aan de kleiparameters worden geschonken. Veel geotechnische informatie is beschikbaar over de Omringkade van Marken. Deze informatie is zo veel als mogelijk gebruikt bij de verdere uitwerking. Opgemerkt wordt dat de werkwijze uit het verleden niet aansluit bij de huidige werkwijze. Als voorbeeld wordt het gebruik van correlaties met sondeerweerstanden genoemd en daarom is ook aanvullend grondonderzoek uitgevoerd en zijn grondmonsters in het laboratorium getest. De beschikbare gekomen informatie is vervolgens gebruikt om correlaties op te stellen. De correlaties zijn gebruikt om de ongedraineerde schuifsterkte van het aanwezige veen af te leiden. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 3 van 50

14 Belangrijk is om te benoemen dat voor de Markermeerdijken hogere sterkteparameters voor het veen zijn gevonden dan de sterkteparameters die ten behoeve van het voorontwerp, conform vigerende leidraden, waren afgeleid. Of voor andere dijken op veen ook (aanzienlijk) winst te behalen valt is afhankelijk van de initieel gebruikte sterkte eigenschappen, de aanwezige veensoorten, maar ook de mate waarin de huidige bezwijkcirkels uit de stabiliteitsberekeningen door het veen gaan. 2.2 Doelstelling van het onderzoek Doelstelling van het onderzoek is primair het onderzoek naar veenparameters ten behoeve van ongedraineerd rekenen en het maken van een verschilanalyse tussen gedraineerd en ongedraineerd rekenen. Op basis hiervan kunnen beter gefundeerde keuzes gemaakt worden ten behoeve van het ontwerptraject voor de dijkversterking van de Omringkade Marken. 2.3 Uitgangspunten en randvoorwaarden Bij deze nadere veiligheidsanalyse voor Marken zijn onder andere de volgende uitgangspunten en randvoorwaarden gehanteerd: Als vertrekpunt is de geschematiseerde bodemopbouw en waterspanningen gehanteerd zoals toegepast bij de 3 e toetsronde (Arcadis, ), gebaseerd op de HR2006. Als vertrekpunt zijn de gedraineerde sterkte eigenschappen gehanteerd zoals toegepast bij de 3 e toetsronde (Arcadis, ). De veiligheidsfilosofie, met bijbehorende partiële factoren en de te toetsen stabiliteitsfactor, is vastgesteld op basis van de nieuwe normering conform het OI2014-v3 (juli 2015). Hierbij wordt uitgegaan van de jaarkansfilosofie en de daarin aangegeven faalkansverdeling voor de verschillende faalmechanismen. Voor de hydraulische belasting en de optredende waterspanningen wordt uitgegaan van de voor de toetsing gehanteerde waarden. Deze zijn gebaseerd op de hydraulische randvoorwaarden 2006 (HR2006). Derhalve kunnen de uitgevoerde berekeningen niet als ontwerpberekeningen worden gezien. Ongedraineerde sterkte-eigenschappen voor de veenlagen worden gebruikt op basis van uitkomsten van triaxiaaltesten en correlaties met sonderingen, waarbij de materiaalfactoren zijn afgeleid voor een zogenaamde basis van 4,3 waarmee aangesloten wordt op het Ontwerp Instrumentarium 2014 versie 3 (juli 2015). De ongedraineerde schuifsterkte voor klei is bepaald op basis van de bevindingen bij het project Markermeerdijken. De zoneringsmethode zoals die in het DoV en WTI project is afgeleid zal worden toegepast. Stabiliteitsberekeningen worden uitgevoerd om evenwichtsfactoren te berekenen en de resultaten te analyseren. Dit is gedaan voor 3 geselecteerde profielen: DP 79,6 (Westkade); DP48,0 (Noordkade) en DP 36,0 (Zuidkade). Hierbij is het maatgevende model uit de toetsingen gehanteerd; Uplift-Van (LiftVan). In de nieuwe berekeningen wordt voor alle profielen een verkeersbelasting van 13 kpa over een breedte van 2,5 m geschematiseerd. Daarnaast worden ter indicatie ook berekeningen uitgevoerd zonder verkeersbelasting. Omdat het met name gaat om een vergelijking tussen gedraineerde en ongedraineerde berekeningen, zijn de gehanteerde uitgangspunten zoveel mogelijk gestoeld op de oorspronkelijke uitgangspunten en berekeningen van de gedraineerde (bestaande) sommen uit de toetsing. Deze zijn gebaseerd op de Hydraulische Randvoorwaarden 2006 (HR2006). 4 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

15 Daarbij is echter wel de keuze gemaakt om voor de veiligheidsfilosofie/normering uit te gaan van de nieuwe normering en bijbehorende partiële factoren conform het Ontwerp Instrumentarium 2014 (OI 2014-v3). De uitgevoerde berekeningen kunnen derhalve niet als ontwerpberekeningen, maar ook niet als toetsberekeningen beschouwd worden. De berekeningen zijn bedoeld als vergelijking van gedraineerd rekenen met ongedraineerd rekenen. De uitkomsten geven enkel een indicatie van de werkelijke veiligheid. 2.4 Uitgevoerde stappen Verschillende stappen zijn uitgevoerd. Tussentijds is besloten om aanvullend grondonderzoek uit te voeren en grondmonsters in het laboratorium te testen. Stap 1: In 2003 zijn een groot aantal boringen uitgevoerd in de ondergrond van het eiland Marken. Uit deze boringen zijn monsters genomen. Op 137 van deze genomen monsters zijn single-stage triaxiaaltesten uitgevoerd. De beschikbare proeven zijn uitgewerkt om te komen tot een schatting van de ongedraineerde schuifsterkte. Deze ongedraineerde schuifsterkte is dan gebaseerd op lokaal verkregen grondmonsters en zal worden vergeleken met uitkomsten uit het onderzoek DoV voor de Markermeerdijken en met de default waarden van het WTI. Stap 2 In opdracht van Rijkswaterstaat is in het verleden een dijkversterkingsplan voor de Omringkade Marken opgesteld, dat in 2012 on hold is gezet. Voor het opstellen van dit ontwerp is gebruik gemaakt van stabiliteitsberekeningen met het rekenprogramma D- Geostability. Bij deze berekeningen is gebruik gemaakt van de gedraineerde schuifsterkte. Helaas zijn deze sommen (2012) door RWS niet te achterhalen en daarom zijn berekeningen gebruikt uit de hertoetsing van het deel van de Zuidkade. Deze berekeningen zijn uitgevoerd in 2014 met oorspronkelijke rekenbestanden uit RWS heeft deze bestanden beschikbaar gesteld. Gelijktijdig zijn ook dwarsprofielen en sonderingen beschikbaar gesteld. Voor drie locaties, gelegen aan de Noordkade, de Zuidkade en de Westkade, is een dwarsprofiel beschikbaar gesteld. Voor drie locaties zijn stabiliteitsberekeningen uitgevoerd. Dit betreft DP 79,6 (Westkade); DP 48,0 (Noordkade) en DP36,0 (Zuidkade). Oorspronkelijk was voor de Westkade profiel DP39,7 berekend, maar op verzoek van de expertgroep is gekozen voor DP36,0. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 5 van 50

16 Figuur 2.1 Situatie met ligging berekende dwarsprofielen Tussentijds heeft Fugro grondonderzoek uitgevoerd en grondmonsters in het laboratorium getest. Daarbij heeft Deltares de kwaliteitsborging uitgevoerd. De gegevens zijn gebruikt om een correlatie van de ongedraineerde schuifsterkte met de conusweerstand (q c ) op te stellen. De correlatie leidt tot een ondergrens en een bovengrens voor de ongedraineerde schuifsterkte. De uitkomsten worden vergeleken met uitkomsten van de werkzaamheden uitgevoerd voor Dijken op Veen (DoV) en de Markermeerdijken. Op basis van de sonderingen en boringen is besloten om de bodemopbouw aan te passen in vergelijking met de opbouw zoals ten tijde van de toetsing is gehanteerd. Stap 3 De aangepaste bodemopbouw is gebruikt bij het uitvoeren van stabiliteitsberekeningen. Voor alle drie de locaties (DP79,6; DP48,0 en DP36,0) is gerekend met een set gedraineerde en ongedraineerde sterkteparameters. De onderlinge verschillen tussen gedraineerd en ongedraineerd rekenen worden dan zichtbaar in het resultaat. Deze verschillen werken ook door in een ontwerp van de dijkversterking. Voor iedere doorsnede wordt dan de verandering in veiligheidsfactor zichtbaar. Voor de dwarsdoorsnede van de Zuidkade worden de berekeningen herhaald maar nu met als doel om de benodigde lengte van de stabiliteitsberm vast te stellen. Dit geeft een indicatie van de versterkingsopgave voor de Zuidkade. Stap 4 Gebaseerd op kennis en ervaring opgedaan bij het project DoV voor de Markermeerdijken zal vervolgens een verwachting worden aangegeven wat een mogelijke verdere versobering voor Marken het gevolg zou kunnen zijn door het toepassen van de kennis opgedaan bij de Markermeerdijken. 2.5 Leeswijzer Hoofdstuk 3 geeft kort en bondig weer het eerder uitgevoerde onderzoek, de resultaten van de triaxiaaltesten (uit Stap 1) en het uitgevoerde grondonderzoek (Stap 2). Hoofdstuk 4 gaat in op de resultaten van de uitgevoerde berekeningen uit Stap 2 en Stap 3. 6 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

17 In hoofdstuk 5 zijn de conclusies en aanbevelingen opgenomen die volgen uit het onderzoek. In de conclusies wordt ook ingegaan op stap 4. In bijlage A is een memo opgenomen met de resultaten en bevindingen van een analyse van de uitgevoerde toetsberekeningen ( ) en de daarbij gehanteerde, gedraineerde, sterkteparameters. Zie ook paragraaf 3.1. In bijlage B is in een memo een overzicht gegeven van de rekenmethodiek, gehanteerde uitgangspunten en uitgevoerde berekeningen voor stap 2. In bijlage C is in een memo een overzicht gegeven van de rekenmethodiek, gehanteerde uitgangspunten en uitgevoerde berekeningen voor stap 3. Bijlage D bevat de resultaten van de berekening van de veiligheidsfactoren voor de Omringkade Marken, traject 13_b_1, conform het OI2014-V3. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 7 van 50

18

19 3 Bevindingen Hoofdstuk 3 geeft een beschrijving van de resultaten uit de vorige toetsing, uitkomsten van de Triaxiaaltesten en de resultaten van het veld- en laboratoriumwerk uitgevoerd door Fugro. Deltares heeft in opdracht van RWS, kwaliteitsborging van het veld- en laboratoriumonderzoek uitgevoerd. 3.1 Resultaten uit de vorige toetsing Ten behoeve van het onderzoek is in eerste instantie een inventarisatie gemaakt van de eerder uitgevoerde toetsberekeningen en resultaten. Daarbij is tevens een analyse gemaakt van de in het verleden gehanteerde gedraineerde sterkteparameters cohesie (c) en hoek van inwendige wrijving (). De resultaten zijn opgenomen in een memo, zie Bijlage A. Navolgend wordt een korte samenvatting gegeven en de belangrijkste resultaten. In de periode is door GeoDelft (Deltares) in de 2 e toetsronde ( ) een toetsing uitgevoerd van de primaire waterkering op Marken. In eerste instantie zijn in een globaal onderzoek ( ) gedraineerde sterkteparameters gehanteerd op basis van celproeven. In 2004 is op basis van aanvullend onderzoek een gedetailleerde toetsing uitgevoerd. Daarbij is overgestapt op nieuwe, gedraineerde sterkteparameters op basis van triaxiaalproeven. In de periode zijn, ten behoeve van de 3 e toetsronde, op verschillende tijdstippen door Arcadis toetsingen en hertoetsingen uitgevoerd. Vaak is dit gebeurd op basis van aanvullende gegevens, bijvoorbeeld aanvullend grondonderzoek en/of peilbuismetingen. In het algemeen zijn in de 3 e toetsronde dezelfde (gedraineerde) sterkteparameters gehanteerd als in de gedetailleerde 2 e toetsronde, dus op basis van triaxiaalproeven. Uitzondering hierop vormt de Haven van Marken (DP83 DP89). Voor de Haven van Marken zijn gedraineerde sterkteparameters gehanteerd op basis van aanvullend, in 2005 en 2010, uitgevoerd onderzoek Gehanteerde sterkteparameters (gedraineerd) Ten behoeve van de toetsingen van de waterkeringen op Marken in de periode is, op basis van uitgevoerd grondonderzoek (triaxiaalproeven), overgestapt van de oorspronkelijke celproefverzameling, naar een proevenverzameling op basis van triaxiaalproeven. Hiertoe zijn de oorspronkelijke, spanningsafhankelijke, sterkteparameters teruggerekend naar een vaste c- en -waarde. Deze zijn vergeleken met de (nieuwe) sterkteparameters zoals deze zijn afgeleid uit de triaxiaalproeven. De resultaten zijn weergegeven in Tabel 3.1. In Tabel 3.10 en in bijlage A is een uitgebreidere tabel opgenomen met sterkteparameters voor meerdere grondsoorten. In 2012 is door Deltares aanvullend advies gegeven omtrent de te hanteren rekenwaarden voor de gedraineerde schuifsterkte parameters voor Hollandveen ten behoeve van de dijkversterking Marken (Deltares, 2012). Hierin wordt geadviseerd om voor Hollandveen onder de dijk een cohesie (c) van 2,5 als rekenwaarde aan te houden en voor de hoek van inwendige wrijving (): 22,0. De geadviseerde waarden zijn realistisch waarden op basis van beschikbare gegevens uit diverse projecten van Deltares. Omdat de betreffende waarden niet in de oorspronkelijke toetsberekeningen (Arcadis ) zijn meegenomen, zijn deze waarden ook niet in onderhavig onderzoek gebruikt. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 9 van 50

20 Oud (celproeven) Nieuw (triaxiaalproeven) Grondsoort Cohesie [kn/m 2 ] [ ] Cohesie [kn/m 2 ] [ ] Dijksmateriaal 0,00 20,72 2,45 20,06 Duinkerke 0,26 22,37 2,83 15,23 Hollandveen 0,00 31,60 1,17 19,99 naast Hollandveen 6,76 16,83 9,28 17,23 onder Calais 0,00 21, ,89 Tabel 3.1 Overzicht parameters (rekenwaarden) celproeven en triaxiaalproeven De sterkteparameters zijn bepaald uit de triaxiaalproeven bij een rekpercentage van 2%. In verband met onzekerheden bij de overgang van cel- naar triaxiaalproeven is destijds een veilige waarde voor de materiaalfactor aangehouden van 1,4. Deze geldt zowel voor de cohesie als voor de hoek van inwendige wrijving Resultaten oude toetsberekeningen De weergegeven toetsresultaten beperken zich tot de dwarsprofielen waarvoor, conform deze rapportage, berekeningen zijn uitgevoerd met ongedraineerde parameters, zie hoofdstuk 4. De berekende toetsresultaten zijn weergegeven in Tabel 3.2Error! Reference source not found.. Ten behoeve van onderhavig onderzoek zijn de betreffende berekeningen eerst opnieuw doorgerekend met de nieuwste versie van D-Geostability. Er zijn geen afwijkingen aangetroffen. Traject Dijkpaal Toetsing Schematisering Berekende veiligheidsfactor oorspronkelijke som West Bishop 0,85 Noord Bishop 1,02 Noord Uplift-Van 0,99 Zuid Uplift-Van 0,83 * Zuid Uplift-Van 0,81 * Toetswaarde stabiliteitsfactor: 1,10 * In rapportage Arcadis ( ) verwisseld. Tabel 3.2 Overzicht gebruikte dwarsprofielen berekeningsresultaten De berekende glijcirkels zijn weergegeven in Figuur 3.1 tot en met Figuur 3.4. Met uitzondering van DP39,7 en DP36,0 worden relatief diepe maatgevende glijvlakken gevonden. 10 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

21 Figuur 3.1 Maatgevend glijvlak Westkade, DP 79,6 (Toetsing 2011) Figuur 3.2 Maatgevend glijvlak Noordkade, DP 48 (Toetsing 2014); Bishop Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 11 van 50

22 Figuur 3.3 Maatgevend glijvlak Noordkade, DP 48 (Toetsing 2014); LiftVan Figuur 3.4 Maatgevend glijvlak Zuidkade, (Toetsing 2014); DP 39,7 12 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

23 Figuur 3.5 Maatgevend glijvlak Zuidkade, (Toetsing 2014); DP 36,0 Op basis van de bevindingen van de toetsberekeningen worden de volgende opmerkingen ten aanzien van de uitgevoerde berekeningen gemaakt: Voor het profiel op de Zuidkade is de zonering niet goed toegepast. De verkeerde dijktafelhoogte is gebruikt en het startpunt voor de zonering is niet goed gedefinieerd. Dit zal worden aangepast. Voor het profiel op de Zuidkade is een lagere verkeersbelasting, 6 kpa in plaats van 13 kpa, toegepast dan voor de profielen op de noord- en Westkade. De zuidelijke Omringkade is niet toegankelijk voor zwaar verkeer en daarom wordt de lagere verkeersbelasting aangehouden. Opmerking: in de nieuwe berekeningen is voor alle profielen een verkeersbelasting van 13 kpa over een breedte van 2,5 m geschematiseerd. Daarnaast zijn ter indicatie ook berekeningen uitgevoerd zonder verkeersbelasting. De freatische lijn in de watervoerende lagen heeft een verhang van (ongeveer) NAP -0,80 m buitendijks tot NAP -0,60 m binnedijks. Een dergelijk verhang kan veroorzaakt worden door de invloed van (lage) polderpeilen in de naastgelegen droogmakerijen. In geval van ondiepe glijvlakken heeft de schematisering een verwaarloosbare invloed op de veiligheidsfactor. 3.2 Interpretatie oude Triaxiaaltesten Gebruikte data In de jaren 2003 en 2004 zijn een groot aantal boringen uitgevoerd in de ondergrond van het eiland Marken. Uit deze boringen zijn monsters genomen. Op 137 van deze genomen monsters zijn Triaxiaaltesten uitgevoerd. De beschikbaar gekomen resultaten van de singlestage proeven zijn uitgewerkt om te komen tot een schatting van de ongedraineerde schuifsterkte. Deze ongedraineerde schuifsterkte is dan gebaseerd op lokaal verkregen Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 13 van 50

24 grondmonsters en zal worden vergeleken met uitkomsten uit het onderzoek DoV voor de Markermeerdijken en met de default waarden van het WTI. De testen zijn uitgevoerd als single stage Triaxiaaltesten voor de verkrijging van gedraineerde sterkteparameters c en volgens de toen gehanteerde norm NEN Hoewel in de markt destijds Multi-stage proeven gangbaar waren, waarbij een monster beproefd werd bij drie belastingen, was bij GeoDelft, een van de voorlopers van Deltares, de praktijk dat single stage proeven werden uitgevoerd, vanwege de hogere kwaliteit van de resultaten. De afleiding en het gebruik van ongedraineerde parameters is gebaseerd op de Cam Clay theorie. Deze theorie gaat uit van de critical state die de grond van een bepaalde samenstelling bij een bepaalde terreinspanning altijd bereikt, ongeacht zijn belastinghistorie. Het beproefde monster moet zeer ver worden gedeformeerd om deze critical state te bereiken en om er zeker van te zijn dat de critical state ook daadwerkelijk bereikt is. Een standaard afleiding van de ongedraineerde situatie gaat uit van de pieksterkte en de sterkte bij de critical state. De proeven die destijds zijn uitgevoerd, zijn tot een rekniveau van 15% uitgevoerd, soms iets minder, soms iets meer. Waarschijnlijk zijn de Triaxiaaltesten hiermee niet ver genoeg doorgezet om uiteindelijk de critical state te bereiken en dus is de gerapporteerde residuele sterkte, niet volledig als zodanig te gebruiken. In werkelijkheid zal de echte sterkte bij de cirtical state dan iets lager liggen dan de gerapporteerde waarde. Figuur 3.6 geeft een voorbeeld waar de spannings-rek curve van een test is weergegeven. Duidelijk is dat de spanning op het monster nog geen constante waarde heeft bereikt en dus de critical state nog niet bereikt heeft. Een kleine helling in de curve is waar te nemen en dat duidt op een afnemende sterkte bij een toenemende rek, terwijl de critical state gedefinieerd is als de situatie waarbij de sterkte constant blijft bij een toenemende rek. Figuur 3.6 Spannings-rek curve van proef op monster 128B 14 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

25 3.2.2 Resultaten van de Triaxiaaltesten Bij het afleiden van resultaten van de proeven zijn onderstaande parameters gebruikt: i : initieel volumiek gewicht [kn/m 3 ] di : initieel volumiek gewicht [kn/m 3 ] h : horizontale consolidatiespanning [kpa] ' v : verticale consolidatiespanning [kpa] K 0 : verhouding horizontale/verticale spanning [-] q u;max : maximale deviatorspanning [kpa] s u;max : maximale ongedraineerde schuifsterkte [kpa] E50 : E modulus bij 50% van de maximale rek b;50 : axiale rek bij 50% van de maximale schuifspanning [%] b;max : axiale rek bij maximale schuifspanning [%] s u;res : residuele schuifsterkte. Op basis van de resultaten zijn de ratio s s u;max /' v en s u;res /' v bepaald. Normaal gesproken wordt de relatie s u =S*OCR m *' v gebruikt om de afhankelijkheid van de s u van de mate van over-consolidatie te beschrijven. Hierin is: S : s u /' v = s u- ratio OCR : ' v /' v0 m :1-RR/CR of 1-a/b. Bij een bepaalde verticale spanning dalen de ratio s niet verder, een teken dat het normale geconsolideerde gebied bereikt is. Globaal ligt deze grens bij 20 tot 25 kpa. In onderstaande tabel zijn de s u- ratio s, die boven de hierboven beschreven bepaalde grensspanning vallen, statistisch verwerkt tot een gemiddelde en de karakteristieke waarde. De karakteristieke waarde is bepaald volgens: Waarin: : 0,5 T : student t waarde,,,,., + 1 In plaats van de s u is in dit geval de s u- ratio (S) gebruikt. Grondsoort Gemiddelde waarde Karakteristieke waarde piek residueel piek residueel Dijkmateriaal Duinkerke Hollandveen Calais Tabel 3.3 Gemiddelde en karakteristieke waarde voor de s u-ratio s van de verschillende grondsoorten De waarden voor de s u- ratio voor de verschillende grondsoorten zijn opgenomen in Tabel 3.3. In deze tabel zijn zowel de piekwaarden als de residuele waarden weergegeven. Hierbij moet Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 15 van 50

26 worden opgemerkt worden dat de residuele waarde niet gelijk is aan de critical state waarde, zoals hiervoor opgemerkt. De ratio bij de critical state waarde kan enkele honderden lager liggen dan de gerapporteerde residuele ratio Over-geconsolideerde parameters Voor het over-geconsolideerde gebied zijn de waarde bepaald voor de s u- ratio en m voor de verschillende grondsoorten die zijn aangetroffen in de ondergrond van Marken. Alleen resultaten van monsters zijn gebruikt van boringen die naast de kruin zijn genomen. In de zone naast de kruin is namelijk sprake van een duidelijke en redelijk constante grensspanning terwijl op monsters uit boringen gestoken onder de kruin van de dijk een nagenoeg normaal geconsolideerd gedrag is gevonden. De oorzaak hiervoor ligt in het feit dat, door de belasting van de dijk, de oorspronkelijke grensspanning(en) reeds (ruimschoots) zijn overschreden. Vier grondsoorten zijn onderscheiden: dijkmateriaal, zand behorende tot de formatie van Duinkerke, veen behorende tot het Hollandveen en klei behorende tot de formatie van Calais. In vier figuren staat de s u- ratio uitgezet tegen de OCR voor de onderzochte grondsoorten. De data zijn benaderd door een functie (y=c x m ) waarbij de constante (c) staat voor S en de exponent voor m. Figuur 3.7 s u-ratio uitgezet tegen de OCR voor Dijkmateriaal en Duinkerke. Figuur 3.8 s u-ratio uitgezet tegen de OCR voor Hollandveen en Calais. Voor Dijkmateriaal en Duinkerke zijn de exponenten (m) groter dan 1 terwijl dit fysisch niet mogelijk is want dat zou betekenen dat de schuifsterkte op een gegeven moment groter wordt dan de verticale spanning. Voor de overige grondsoorten is de waarde van de exponent (m) 16 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

27 laag en varieert meestal tussen 0,7 en 0,9. Voor alle vier de grondsoorten komen de gevonden waarden voor de constante (S) echter als realistisch over. De resultaten zijn samengevat in Tabel 3.4. Een aantal resultaten is weggelaten omdat deze testen spanningspaden vertoonden die niet correspondeerden met over-geconsolideerd gedrag. Grondsoort piek residueel S m S m Dijkmateriaal 0,776 1,29 0,668 1,581 Duinkerke 0,559 1,18 0,483 1,29 Hollandveen 0,531 0,677 0,563 0,585 Calais 0,582 0,383 0,547 0,445 Tabel 3.4 Waarden voor S en m De gevonden verwachtingswaarden van de s u -ratio (S) is relatief hoog en lijken niet altijd even goed aan te sluiten bij de ervaring. Het terugrekenen van de m-waarde is niet goed mogelijk want het leidt tot een uitkomst die valt buiten de ervaringsrange van 0,7 tot 0,9. Redenen kunnen zijn de te hoge S-waarde, de onzekerheid in de OCR of te weinig proeven bij terreinspanning, waardoor een slechte fit is gevonden. 3.3 Resultaten veld- en laboratoriumwerk Fugro Ligging van Boringen en sonderingen Op zes locaties zijn op het eiland Marken 21 sonderingen uitgevoerd. De oriëntatie van deze locaties is verbonden met de ligging van zogenaamde dijkpalen (DP). Op vier van deze zes locaties zijn ook boringen uitgevoerd. De boringen en sonderingen zijn per dwarsprofiel zowel uitgevoerd in de kruin als binnendijks. Tabel 3.5 geeft een overzicht van de locaties waar sonderingen en boringen zijn uitgevoerd en Figuur 3.9 geeft de ligging van deze locaties op het eiland Marken. Kade Dijkpaal Sonderingen Boringen Westkade 79,6 79,6 62,3 62,3 Noordkade Zuidkade ,15 - Tabel 3.5 De zes locaties waar sonderingen en de vier locaties waar boringen zijn uitgevoerd Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 17 van 50

28 Figuur 3.9 Ligging sonderingen, boringen en dijkpalen Ter plaatse van de locaties DP79,6 (Westkade), DP48 (Noordkade) en DP36 (Zuidkade) zijn berekeningen uitgevoerd. Bij de schematisatie van de ondergrond is gebruik gemaakt van de resultaten van boringen en sonderingen. Drie typen sonderingen zijn uitgevoerd; Klasse 1, Klasse 2 en een sondering met een bolconus. De klasse 1 en 2 sonderingen zijn uitgevoerd in de kruin van de waterkering, de bol-sonderingen zijn steeds uitgevoerd in het achterland. Een overzicht van de verschillende sonderingen is opgenomen in Tabel van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

29 Kade Dijkpaal Sonderingnummer Type sondering Kruin / Achterland West 79,6 Noord Zuid 62, ,15 Tabel 3.6 Ligging en type van uitgevoerde sonderingen DKMP1 Klasse 2 Kruin DKMP2 Klasse 1 Kruin DKMB3 Bolconus Achterland DKMP4 Klasse 1 Kruin DKMP5 Klasse 2 Kruin DKMP5a Klasse 2 Kruin DKMB6 Bolconus Achterland DKMP7 Klasse 2 Kruin DKMP7a Klasse 2 Kruin DKMP8 Klasse 1 Kruin DKMP8V Klasse 2 Kruin DKMB9 Bolconus Achterland DKMP10 Klasse 1 Kruin DKMP11 Klasse 2 Kruin DKMB12 Bolconus Achterland DKMP13 Klasse 2 Kruin DKMP14 Klasse 1 Kruin DKMB15 Bolconus Achterland DKMP16 Klasse 2 Kruin DKMP17 Klasse 1 Kruin DKMB18 Bolconus Achterland Voor uitgebreide achtergrondinformatie over de boringen, sonderingen en uitkomsten van het laboratoriumonderzoek wordt verwezen naar de rapportage van Fugro Geoservices (Fugro, 2015a) en (Fugro, 2015b) Westkade (DP 79,6) In de ondergrond van de Westkade ter plaatse van DP79,6 bevindt zich een veenlaag. De dikte van deze laag varieert. Onder de dijk is de dikte ongeveer 2 m en in het achterland bijna 3 m. De boorbeschrijvingen (veldclassificatie en lab-classificatie) laten onderling verschillen zien in de beschrijving van de bodemlaag gelegen op een diepte tussen NAP -6 m en -8 m. De sondering, en ook het ondergrondmodel van WTI-SOS (Stochastische Ondergrond Schematisatie), sluit aan bij de veldclassificatie en karakteriseert deze laag als een kleilaag. Ook het resultaat van de bepaling van de Atterbergse grenzen sluit daar op aan. De onderlinge verschillen zijn gering tussen de boringen en sonderingen geplaatst in de kruin van de dijk en in het achterland. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 19 van 50

30 De lab-classificatie beschrijft een zandige laag gelegen op de diepte tussen NAP -8 m en -16 m. Veldclassificatie, sonderingen en het ondergrondmodel WTI-SOS beschrijft deze laag als sterk kleihoudend en afgewisseld met kleilaagjes. De piëzocone-sondering laat zien dat geen sprake is van een hydrostatische waterspanningsopbouw en dus is ook geen sprake van een watervoerende laag. Hiermee wordt de veldclassificatie overgenomen, de labclassificatie vervalt (voor wat betreft deze laag). De schematisatie van de bodemopbouw is samengebracht in Tabel 3.7. Onderscheid is gemaakt tussen de informatie ontleend aan boringen en sonderingen geplaatst in de kruin van de dijk en in het achterland. Materiaal Bovenkant laag [NAP m] WTI-SOS Kruin Binnendijks naam Omschrijving Dijk (vooral klei) 1,5 Klei -1,0-0,6 H_Mp_k Kleiige getijdenplaat- en kwelderafzettingen Veen -3,5-2,0 H_Vhv_v Veen Klei, zandig -5,7-5,7 H_Mkw_z&k Afzettingen van kleine getijdenplaat- en kweldergeulen Zand, klei -8,2-8,2 H_Mg_zk Uiterst fijn tot matig fijn getijdengeulzand met dunne kleien siltlaagjes. Basisveen -14,8-14,8 H_Vbv_v Pleistoceen -15,3-15,2 P_Rg_zm Matig fijn tot zeer grof rivierbeddingszand Tabel 3.7 Westkade: schematisatie van de ondergrond ter plaatse van de kruin van de dijk en het achterland Figuur 3.10 Schematisatie Westkade, DP 79,6 20 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

31 3.3.3 Noordkade (DP 48) In de ondergrond van de Noordkade ter plaatse van DP48 bevindt zich een veenlaag. De dikte van deze laag varieert. Onder de dijk bedraagt de dikte ongeveer 2 m en in het achterland ruim 3 m. De Pleistocene watervoerende zandlaag begint op een diepte van ongeveer NAP -14 m. De schematisatie van de bodemopbouw is samengebracht in Tabel 3.8. Onderscheid is gemaakt tussen de informatie ontleend aan boringen en sonderingen geplaatst in de kruin van de dijk en in het achterland. Bovenkant laag WTI SOS Materiaal [NAP m] Omschrijving Kruin Binnendijks naam Dijk (vooral zand) 1,5 Klei -1,8-0,6 H_Mp_k Kleiige getijdenplaat- en kwelderafzettingen Veen -3,7-2,0 H_Vhv_v Veen Klei, zandig -5,7-5,7 H_Mkw_z Afzettingen van kleine &k getijdenplaat- en kweldergeulen Uiterst fijn tot matig fijn Zand, klei -7,8-7,8 H_Mg_zk getijdengeulzand met dunne kleien siltlaagjes. Basisveen -13,8-13,8 H_Vbv_v Pleistoceen -14,1-14,1 P_Rg_zm Matig fijn tot zeer grof rivierbeddingszand Tabel 3.8 Noordkade: schematisatie van de ondergrond ter plaatse van de kruin van de dijk en het achterland Figuur 3.11 Schematisatie Noordkade, DP 48,0 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 21 van 50

32 3.3.4 Zuidkade (DP 36) De dikte van de veenlaag in de ondergrond van de Zuidkade (DP36) varieert. Ter plaatse van de kruin is de dikte ongeveer 2 m en in het achterland ruim 3 m. Onder de veenlaag, tot een diepte van ongeveer NAP -8 m, is wederom een kleilaag aanwezig. De Pleistocene watervoerende zandlaag begint wederom op een diepte van ongeveer NAP -14 m. De schematisatie van de bodemopbouw is samengebracht in Tabel 3.9. Onderscheid is gemaakt tussen de informatie ontleend aan boringen en sonderingen geplaatst in de kruin van de dijk en in het achterland. Bovenkant laag WTI SOS Materiaal [NAP m] Omschrijving Kruin Binnendijks naam Dijk (vooral klei) 1,5 Klei -2,8-0,7 H_Mp_k Kleiige getijdenplaat- en kwelderafzettingen Veen -4,0-1,8 H_Vhv_v Veen Klei, zandig -5,7-5,5 H_Mkw_z&k Afzettingen van kleine getijdenplaat- en kweldergeulen Zand, klei -7,7-7,7 H_Mg_zk Uiterst fijn tot matig fijn getijdengeulzand met dunne kleien siltlaagjes. Basisveen -13,8-13,8 H_Vbv_v Pleistoceen -14,2-14,2 P_Rg_zm Matig fijn tot zeer grof rivierbeddingszand Tabel 3.9 Zuidkade: schematisatie van de ondergrond ter plaatse van de kruin van de dijk en het achterland Figuur 3.12 Schematisatie Zuidkade, DP 36,0 22 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

33 3.4 DSS-testen DSS-testen zijn uitgevoerd op acht monsters. Vier van de monsters waren monsters gestoken bij een relatief hoge terreinspanning onder de dijk, variërend tussen 34 en 55 kpa (afhankelijk van de dijkopbouw), en de andere vier bij een lage terreinspanning in het achterland, ongeveer 8 kpa. Alle spannings-rekdiagrammen uit de DSS-testen van de monsters onder een hoge terreinspanning geven een regelmatig patroon (Figuur 3.13). De DSS-testen van de monsters onder een lage terreinspanning geven echter een onregelmatig beeld. Onduidelijk is wat de juiste waarde voor de ongedraineerde schuifspanning bij de terreinspanning is.,. In de volgende paragraaf wordt daar nader op ingegaan. Figuur 3.13 Uitkomsten DSS-testen onder een hoge terreinspanning (links) en onder een lage (rechts) 3.5 Correlaties Conform de werkwijze DoV zijn de vier uitkomsten van de DSS-testen onder een hoge terreinspanning gecorreleerd (onder de dijk) met de sonderingen die direct naast de betreffende boring zijn uitgevoerd. Direct naast de boringen, waaruit de monsters voor de DSS-testen zijn gehaald, zijn twee type sonderingen uitgevoerd; Klasse 1 en Klasse 2 sonderingen. Voor het onderzoek DoV zijn correlaties opgesteld voor vier sets aan DSStesten en sonderingen. De bepaalde correlaties zijn grafisch uitgezet (Figuur 3.14). In deze figuur is op de horizontale as de netto conusweerstand uitgezet en op de verticale as de ongedraineerde schuifsterkte uit de DSS-proeven. De lichtblauwe lijnen zijn respectievelijk de bovengrens, gemiddelde en ondergrens verwachting van de correlatie met de sonderingen, de paarse lijnen geven de bovengrens, gemiddelde en ondergrens van de correlatie met de bolsonde. De onderste twee resultaten ( Marken kl2 en Marken kl1 ) zijn toegevoegd. Deze uitkomsten komen goed overeen met de eerder verkregen resultaten. Hiermee zijn parameters voor de ongedraineerde schuifsterkte voor veen bepaald onder een hoge terreinspanning. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 23 van 50

34 s_u [MPa] 0,1 0,09 0,08 0,07 0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 qbol q_bol_0.025 q_bol_0.5 q_bol_0.975 q_net q_net_0.025 q_net_0.5 q_net_0.975 Alles_0.025 Alles_0.5 Alles_0.975 extra Marken kl2 Marken kl ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 q_bol of q_net (conus) [Mpa] Figuur 3.14 Correlaties tussen DSS-testen en sonderingen bij hoge terreinspanning De DSS-testen onder een lage terreinspanning (naast de dijk) leiden niet tot een eenduidig beeld. Wel is uit deze grafieken bij een lage terreinspanning globaal een minimale en maximale s u -waarde bepaald. Deze varieert globaal tussen 3,5 en 5 kpa. Met deze waarden zijn correlaties opgesteld met de bolsonderingen, zoals die in het achterland zijn uitgevoerd. De resultaten (Figuur 3.15) vallen buiten het bereik zoals dat is waargenomen bij het onderzoek voor DoV/Mmd. In de grafiek (Figuur 3.15) zijn per proef de maximale en minimale s u -waarde uitgezet (verticaal) tegen de gemeten (werkelijke) bolconusweerstand (horizontaal). Uit de spannings-rekdiagrammen van de DSS-proeven bij lage spanningen volgt een onbetrouwbare curve waardoor het resultaat van deze DSS-testen als onbetrouwbaar moet worden gekwalificeerd. Als gevolg hiervan kan geen betrouwbare relatie met de bolsonde (sondering) worden afgeleid. In het vervolg zijn deze resultaten dan ook achterwege gelaten en is de DoV-correlatie op de bolsonde gebruikt. 24 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

35 Figuur 3.15 Correlaties tussen DSS-testen en bolsonderingen bij lage terreinspanning Voor onderhavig project is geen nieuw onderzoek verricht naar de ongedraineerde schuifsterkte voor kleilagen. De ongedraineerde schuifsterkte (s u ) voor klei is bepaald door toepassing van de onderstaande vergelijking. Als verwachtingswaarde voor de schuifsterkteratio S en de sterkte-toename exponent m zijn 0,30 en 0,9 aangehouden. Dit is in overeenstemming met hetgeen bij het project Markermeerdijken, als veilige waarde, wordt gehanteerd. Opgemerkt wordt dat deze waarden nader moeten worden bepaald. Binnen het project Markermeerdijken wordt momenteel voor de kleilagen een correlatie met de sondeerwaarde opgesteld voor het bepalen van de s u -waarde in de overgeconsolideerde toestand. Dit onderzoek is echter nog niet klaar. In afwachting hiervan is binnen het project voor het duiden van het effect van ongedraineerd rekenen voorlopig uitgegaan van de genoemde s u -ratio en m waarde als zijnde een best guess, die geldt als karakteristieke waarde. ' s s S S u m vc, u ' vi,, ' vi, ' vc, nc (3.1) Daarbij wordt een correctie uitgevoerd voor maatgevende omstandigheden conform onderstaande vergelijking. ' su ' MHW dagelijks 1m (3.2) Per bodemlaag wordt de ongedraineerde schuifsterkte (s u ) aan de bovenkant en aan de onderkant van de laag berekend. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 25 van 50

36 3.6 Materiaalparameters De analyse met ongedraineerde parameters bestaat uit een aantal stappen. In eerste instantie zijn de sterkteparameters voor de cohesie (c) en de hoek van interne wrijving () voor de materialen klei- en veen vervangen door ongedraineerde materiaalparameters S en POP. Karakteristieke default waarden hiervoor volgen uit statistisch onderzoek uitgevoerd binnen het project WTI-SOS. In een tweede stap worden de schuifsterkte parameters uit de bestaande (oude) triaxiaalproeven afgeleid (zie paragraaf 3.2). De waarden van de parameters verschillen zodanig dat de eerste stap een ondergrens en de tweede stap gevoelsmatig een absolute bovengrens voor de veiligheidsfactor geeft. De betreffende bovengrens waarden zijn eigenlijk ongeschikt (onvoldoende betrouwbaar). Vervolgens zijn op basis van: het uitgevoerde grondonderzoek, correlaties met sonderingen en ervaringen bij de projecten Dijken op Veen (DoV) en Markermeerdijken (Mmd), ongedraineerde schuifsterkte parameters bepaald voor veen- en kleilagen. Hiervoor zijn voor het veen DSS-proeven uitgevoerd. Voor de kleilagen zijn geen sterkteproeven uitgevoerd. De gehanteerde materiaalfactoren voor ongedraineerde parameters zijn conform DoV, uitgaande van een referentie betrouwbaarheidsniveau () van 4,3. De veiligheidsfilosofie is conform OI2014v3, waarbij uitgegaan wordt van jaarkansen Materiaalparameters oorspronkelijke schematisatie ondergrond Gedraineerde parameters Zie ook paragraaf De oorspronkelijke materiaalparameters (gedraineerd), die gebruikt zijn bij de toetsingen van de waterkeringen op Marken ( ) staan vermeld in Tabel Daarbij is een materiaalfactor van 1,4 toegepast op zowel de cohesie (c) als de hoek van inwendige wrijving (). 26 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

37 Grondsoort 3 3 dry [kn/m] sat [kn/m] 2 c [kn/m] [] Slib 10,0 10,0 1,0 5,0 Stortsteen 25,0 25,0 0 40,0 Dijksmateriaal OBO 15,1 15,1 2,45 20,06 Duinkerke naast * 13,2 13,2 2,83 15,23 Duinkerke onder 13,8 13,8 2,83 15,23 Hollandveen naast * 9,85 (in DP39,7 is 10,0 gebruikt) 9,85 1,17 19,99 Hollandveen onder 10,0 10,0 9,28 17,23 Zand van Calais 17,0 20,0 0 30,0 Klei van Calais naast * 14,7 14,7 0 21,89 Klei van Calais onder 16,7 16,7 0 21,89 Pleistoceen 17,0 20,0 0 30,0 Niet gebruikt Basisveen 11,5 11,5 9,28 17,23 Klei dijk boven (dijksmateriaal) * 16,5 16,5 2,45 20,06 Zand dijk 18,0 20,0 0 28,0 *) van deze grondlagen is ook een zgn. c=phi=0 materiaalsoort. Tabel 3.10 Gedraineerde parameters (rekenwaarden) voor c en phi In 2012 is door Deltares aanvullend advies gegeven omtrent de te hanteren rekenwaarden voor de gedraineerde schuifsterkte parameters voor Hollandveen ten behoeve van de dijkversterking Marken (Deltares, 2012). De geadviseerde waarden zijn realistisch waarden op basis van beschikbare gegevens uit diverse projecten van Deltares. Hierin wordt geadviseerd om voor Hollandveen onder de dijk een cohesie van 2,5 als rekenwaarde aan te houden (in plaats van 9,28) en voor de hoek van inwendige wrijving 22,0 in plaats van 17,23. Omdat de betreffende waarden niet in de oorspronkelijke toetsberekeningen (Arcadis ) zijn meegenomen, zijn deze waarden ook niet in onderhavig onderzoek gebruikt. Opgemerkt wordt, dat met name naast de dijk, waar de effectieve spanningen in het veen laag zijn, de cohesie een relatief grote invloed heeft op de schuifsterkte. Onder de dijk, waar de effectieve spanningen veel hoger zijn heeft de hoek van inwendige wrijving juist een groter aandeel in de schuifsterkte. Derhalve kan op voorhand niet gezegd worden wat het effect zal zijn van een hogere waarde voor de hoek van inwendige wrijving en een lagere waarde voor de cohesie voor Hollandveen onder de dijk. Dit is afhankelijk van de grondopbouw en de ligging van het maatgevende glijvlak Ongedraineerde parameters (WTI-SOS) In de eerste stap, wordt de ondergrens van de veiligheid berekend, aangezien de laagkarakteristieke waardes voor schuifsterkte ratio S (in D-Geostability: Cu/Pc) en POP worden gebruikt. De waarden voor de s u- ratio (S) en POP (m) zijn weergegeven als gemiddelde en karakteristieke lage waarden, gebaseerd op de huidige WTI-SOS data (Wettelijk Toets Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 27 van 50

38 Instrumentarium Stochastische Ondergrond Schematisatie) en expertkennis. De parameters mogen worden gezien als evident veilige parameters. De ongedraineerde parameters zijn afkomstig uit een concept spreadsheet (A. v. Duinen, april 2015), dat op dat moment in ontwikkeling was ten behoeve van de WTI-proeftoetsing. Vanwege de koppeling van het SOS en bijbehorende benamingen aan het WTI, zijn de parameters aangeduid als WTI-SOS parameters. De gehanteerde WTI-SOS parameters staan vermeld in Tabel Deze parameterwaarden kunnen als vergelijking worden gebruikt. De vet gedrukte getallen zijn de karakteristieke (5% ondergrens) waarden. Materiaal Volume Gewicht POP-waarde S [-] m [-] (n/d) gemiddeld veilig Dijksmateriaal OBO ,35/0,22 0,92/0,89 30/ /20,5 1 Duinkerke naast ,27/0,21 0,93/0,89 25/18 20/11 1 Duinkerke onder ,27/0,22 Hollandveen naast ,37/0,32 0,89/0,86 25/18 20/11 Hollandveen onder ,37/0,32 2 Klei van Calais naast ,15/0,13 0,92/0,89 25/18 20/11 2 Klei van Calais onder ,24/0,23 Tabel 3.11 Ongedraineerde parameters S u-ratio en m of POP uit WTI-SOS In de toetsing wordt een materiaalfactor toegepast om tot een rekenwaarde voor de materiaalparameter te komen. Voor de verschillende materiaalsoorten staan deze materiaalfactoren vermeld in Tabel 3.12 en Tabel De materiaalfactoren die gebruikt worden, zijn afgeleid van de huidige kennis uit het WTI en DoV (Deltares, 2014a). Materiaal Materiaalfactor voor S Veen 1,06 Veen kleiig 1,19 Klei organisch 1,16 Klei met plantenresten 1,25 Klei niet humeus 1,06 Klei zandig 1,10 Dijksmateriaal klei 1,09 Tabel 3.12 Materiaalfactoren voor S u-ratio Materiaal Materiaalfactor voor POP Veen 1,04 Klei 1,03 Tabel 3.13 Materiaalfactoren voor S u-ratio en POP. De rekenwaarde voor S en POP worden bepaald door de karakteristieke waarde te delen door de materiaalfactor, vergelijking (1.3). Het overzicht van de gebruikte rekenwaardes voor de materiaalparameters staan vermeld in Tabel van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

39 S s POP S s POP (3.3) k uk, d ; u, d ; d m m m Materiaal Volume Gewicht S [-] POP veilig Dijksmateriaal OBO 15,1 0,20 19,90 Duinkerke naast 13,2 0,18 10,67 Duinkerke onder 13,8 0,19 10,67 Hollandveen naast 9,85 0,30 10,57 Hollandveen onder 10,0 0,30 10,57 Klei van Calais naast 14,7 0,12 10,67 Klei van Calais onder 16,7 0,22 10,67 Tabel 3.14 Gebruikte rekenwaardes voor materiaalparameters Ongedraineerde parameters oude triaxiaalproeven De waarden voor de ongedraineerde parameters worden verkregen uit een analyse van bestaande triaxiaaltesten (paragraaf 3.2). De relevante parameters zijn weergegeven in Tabel 3.15Tabel De m-waardes zijn echter onbetrouwbaar en daarom zijn deze niet gebruikt. In plaats daarvan zijn de waardes van Tabel 3.11 gebruikt. Materiaal S [-] m [-] Dijksmateriaal 0,668 0,89 Duinkerke 0,483 0,89 Veen 0,563 0,86 Calais 0,547 0,89 Tabel 3.15 Ongedraineerde parameters S u-ratio (S) uit triaxiaalproeven In D-Geostability 14.1 kan geen gebruik worden gemaakt van een m-waarde en daarom zal gerekend worden met een s u -top en s u -bottom per laag. Deze waarden worden berekend aan de hand van de huidige effectieve verticale korrelspanning conform vergelijking (1.4). Voor deze waarde wordt ook een aparte materiaalfactor toegepast (Deltares, 2014b), zie Tabel In verband met de jaarkansbenadering zijn voor Marken de materiaalfactoren gebruikt die behorende bij een basis van 4,32. s u m vy, S OCR OCR v, y ' v,i POP (3.4) ' vi, ' vi, Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 29 van 50

40 Locatie Materiaal Materiaal-factor ( m ) bij Basis-= 4,8 bij Basis-= 4,32 Dijksmateriaal 1,30 1,23 Kruin Kleiig siltig of zandig 1,30 1,23 Klei humeus 1,30 1,23 Dijksmateriaal 1,30 1,23 Berm Kleiig siltig of zandig 1,30 1,23 Klei humeus 1,30 1,23 Achterland Kleiig siltig of zandig 1,30 1,23 Klei humeus 1,30 1,23 Ophoogmateriaal Klei c 1,20 1,15 Klei, tg 1,10 1,08 Zand Zand tg 1,08 1,06 Veen, achterland B + C 1,44 1,33 Durgerdam Achterland Gyttja det 1,44 1,33 Veen, berm 1,39 1,29 Veen, kruin 1,39 1,29 Veen, alles 1,44 1,33 Uitdam Veen, berm B + C 1,39 1,29 Veen, kruin B + C 1,39 1,29 Tabel 3.16 Overzicht materiaalfactoren voor ongedraineerde sterkte voor veen en klei (Markermeerdijken) (Deltares, 2014b) Materiaalparameters aangepaste schematisatie ondergrond Volumieke gewichten () zijn afgeleid van het grondonderzoek uitgevoerd door Fugro Geoservices. Bij gebrek aan meetdata van het dijksmateriaal is de waarde afgeleid van de hertoetsing Noordkade (Arcadis 2014). De gedraineerde parameters c en zijn ook afgeleid uit deze hertoetsing. 30 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

41 dry sat c Materiaal [kn/m 3 ] [kn/m 3 Opmerkingen ] [kpa] [ ] Dijksmateriaal klei 15,1* 15,1* 2,45* 20,06* Dijksmateriaal klei 16,5* 16,5* 2,45* 20,06* boven Dijksmateriaal zand 17,0* 19,0* 0 30,00* Aangepast t.o.v. hertoetsing Klei 13,4 13,4 2,83* 15,23* Veen onder 9,5 9,5 9,28* 17,23* Veen naast 9,5 9,5 1,17* 19,99* Klei, zandig 17,2 17,2 0* 21,89* Zand, klei 17,5 17,5 0* 21,89* Eigenschappen gelijkgesteld Basisveen en kleilaag 16,2 16,2 2,83* 15,23* aan klei Pleistoceen 17,0 20,0 0* 30,00* Tabel 3.17 Volumieke gewichten en gedraineerde sterkt parameters Met de nieuwe schematisering van de laagopbouw en de (gedeeltelijk nieuwe schematiseringen van de) waterspanning zijn de berekeningen opnieuw uitgevoerd met gedraineerde parameters. De sterkteparameters voor de ongedraineerde analyse zijn voor veen afgeleid door middel van correlatie van de uitkomsten van de DSS-proeven met de sonderingen. Hiervoor is de Dijken op Veen (DoV) aanpak gehanteerd (zie ook paragraaf 3.5). De resultaten van de DSSproeven onder de kruin van de dijk komen overeen met de resultaten uit de DoV-studies. Op basis hiervan kan de N kt uit DoV worden gebruikt om de schuifsterkte van het veen te bepalen, via het schuifsterkteprofiel van de bol- en waterspanningssonderingen, met behulp van het programma DoV Soilmodel (versie 14). De schuifsterkte van de overige ongedraineerde grondsoorten (de kleilagen) is bepaald door toepassing van vergelijking (3.5). Bij deze bepaling is een verwachtingswaarde aangehouden voor S=0,30 en m=0,9 conform DoV en Mmd (Deltares, 2014c). ' s s S S u m vc, u ' vi,, ' vi, ' vc, nc (3.5) De berekende waarde van de schuifsterkte geldt alleen voor dagelijkse omstandigheden. Daarom moet de schuifsterkte nog worden gecorrigeerd voor afnemende effectieve spanningen bij een situatie met hoogwater. Bij het omschrijven van vergelijking (3.5) voor de twee waterstanden valt S uit de vergelijking, zie (3.6). ' su ' MHW dagelijks 1 m (3.6) Voor iedere laag is s u berekend voor de bovenkant en voor de onderkant van de laag. Een rekenwaarde wordt vervolgens verkregen door de materiaalfactor toe te passen. De rekenwaardes zijn ingevoerd als Cu-measured in D-Geostability (versie 15). Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 31 van 50

42 3.7 Toetswaarde binnenwaartse macrostabiliteit De toetswaarde voor de binnenwaartse stabiliteit (veiligheidsfactor, ) is, conform de huidige veiligheidsfilosofie (Leidraad Rivieren / Zee- en Meerdijken), maar ook conform het nieuwe Ontwerp Instrumentarium 2014 (OI2014) als volgt gedefinieerd: Hierin is: = = de schematiseringsfactor = de toe te passen modelfactor = de materiaalfactor = de schadefactor Opgemerkt wordt dat in de praktijk, de materiaalfactor altijd wordt verdisconteerd in de te hanteren sterkteparameters, waardoor zogenaamde rekenwaarden worden verkregen. Derhalve maakt de materiaalfactor normaliter geen onderdeel uit van de overallveiligheidsfactor ( ). Dit geldt in mindere mate ook voor de modelfactor. In het werd de modelfactor vaak rechtstreeks verdisconteerd in de uitkomst van de stabiliteitsberekening, in plaats van de toetswaarde hierop aan te passen. In het verleden is de overall-veiligheidsfactor voor Marken bepaald conform de Leidraden voor het Boven- en Benedenrivierengebied (LOR1 en LOR2). Er was toen nog geen sprake van een schematiseringsfactor. Voor onderhavige rapportage is uitgegaan van de volgende veiligheidsfactoren voor de binnenwaartse stabiliteit Oorspronkelijk gehanteerde veiligheidsfactor voor de toetsingen In de oorspronkelijke toetsberekeningen ( ) is een toetswaarde voor de stabiliteit gehanteerd van =1,10. Deze toetswaarde is nog gebaseerd op de oude normering, conform de Leidraad voor het Ontwerpen van Rivierdijken, deel 2 (LOR2) en behorend bij een normfrequentie van 1/1250 en een dijkringlengte van 10 km (Arcadis 2010). De daarbij toe te passen partiële factoren (materiaalfactor en modelfactor) worden hierbij verrekend in de materialen en de modellen zelf. Conform LOR2 is er nog geen sprake van de toepassing van een schematiseringsfactor. Deze is pas ingevoerd met de komst van de Leidraad Rivieren Nieuw te hanteren veiligheidsfactor op basis van OI2014-v3 In Bijlage D is een spreadsheet opgenomen met de berekening van de veiligheidsfactoren conform het OI2014-v3 voor Marken, dijktraject 13_b_1. In Bijlagen B en C wordt dit ook toegelicht. Tussen beide bijlagen (B en C) heeft er een tussentijdse wijziging plaatsgevonden in de formule voor het berekenen van de schadefactor ( ) bij ongedraineerd rekenen (CSSM) conform het Ontwerp Instrumentarium 2014 (OI2014) versie 2 (april 2014) en versie 3 (juli 2015): Conform OI2014 versie 2 geldt: n 1, 0 0,17 eis, dsn 4,8 Conform OI2014 versie 3 geldt: n 1,0 0,21 eis, dsn 4, van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

43 Voor gedraineerd rekenen (Mohr Coulomb) geldt (onafhankelijk van de versie): n 1,00,13eis, dsn 4,0 Voor onderhavige rapportage is uitgegaan van de laatste versie van het OI2014, versie 3. De volgende uitgangspunten en partiële factoren zijn gehanteerd ten behoeve van het bepalen van de overall-veiligheidsfactor ( ). Schematiseringsfactor, De schematiseringsfactor is niet berekend. Voor onderhavige berekeningen is een waarde aangehouden van 1,1. Omdat het alleen gaat om de vergelijking van berekeningen met gedraineerde parameters en ongedraineerde parameters, en niet om absolute waardes, heeft dit verder geen invloed of consequenties. Modelfactor, Conform het OI2014-v3 gelden de volgende modelfactoren voor respectievelijk gedraineerde berekeningen (Mohr-Coulomb) en ongedraineerde berekeningen (Critical State Soil Mechanics, CSSM): Tabel 3.18 Overzicht modelfactoren OI2014-v3 voor gedraineerd rekenen, Mohr-Coulomb Tabel 3.19 Overzicht modelfactoren OI2014-v3 voor ongedraineerd rekenen, CSSM Bij ongedraineerd rekenen wordt er geen onderscheid gemaakt tussen wel of niet opbarsten/opdrukken. Voor onderhavige berekeningen is uitgegaan van een situatie met opbarsten, waarbij de berekeningen gedaan zijn met het LifVan-model. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 33 van 50

44 Derhalve is voor de nieuwe gedraineerde berekeningen een modelfactor van 1,05 gehanteerd en voor de ongedraineerde berekeningen een modelfactor van 1,06. Materiaalfactor, De materiaalfactoren zijn, zoals te doen gebruikelijk, rechtstreeks toegepast op de verschillende materialen. De gehanteerde waarden voor de gedraineerde en ongedraineerde parameters zijn weergegeven in paragraaf 3.6. Voor de gedraineerde parameters is in het verleden een materiaalfactor van 1,4 gehanteerd, zie ook paragraaf Schadefactor, De schadefactor is bepaald op basis van het OI2014-v3, waarbij gebruik gemaakt is van de standaard faalkansverdeling voor de verschillende faalmechanismen. Voor Marken, dijktraject 13_b_1, geldt een werkgetal van 300 jaar, waarmee tot een middenkans van 1/300 wordt gekomen. De afkeurgrens bedraagt 3 x de middenkans = 1/100 jaar. Voor macrostabiliteit binnenwaarts geldt een faalkansbudget van 4%. Dit komt derhalve neer op een kans van 1/2500 per jaar en een vereist betrouwbaarheidsniveau van 1 eisi, (1/ 2500) 3.35 per dijksegment. Op doorsnedeniveau moet worden gecompenseerd voor het lengte-effect. Dit resulteert in een toelaatbare faalkans van 1/16833 per jaar. Het vereiste betrouwbaarheidsniveau hierbij is eisi, De bijbehorende schadefactor bedraagt dan voor ongedraineerd rekenen (CSSM): n eis, dsn 10, 21 4,3 0,91 Voor gedraineerd rekenen (Mohr-Coulomb) bedraagt de schadefactor: 10,13 4,0 0,98 n eis, dsn Gehanteerde overall-veiligheidsfactor (toetswaarde), Op basis van bovenstaande uitgangspunten worden voor Marken, conform het OI2014-v3, de volgende overall-veiligheidsfactoren gevonden, waaraan de binnenwaartse stabiliteit dient te voldoen: Voor gedraineerde analyses met Mohr-Coulomb, OI2014-v3: = = 1,1 1,05 0,98 = 1,13 Voor ongedraineerde analyses met CSSM-model, OI2014-v3: = = 1,1 1,06 0,91 = 1,06 34 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

45 4 Berekeningen 4.1 Opzet van de stabiliteitsberekeningen Voor 3 geselecteerde representatieve dwarsprofielen zijn berekeningen uitgevoerd. Dit betreft: Westkade, DP 79,6 Noordkade, DP 48,0 Zuidkade, DP 36,0 (in eerste instantie DP 39,7) De ligging van de profielen is weergegeven in Figuur 2.1. Per dwarsprofiel zijn vier berekeningen uitgevoerd met het programma D-Geostability. Twee van de vier berekeningen zijn gedaan voor de oorspronkelijke bodem-schematisaties, die ook gebruikt zijn voor de toetsingen ( ), terwijl voor de andere twee deze schematisaties zijn aangepast op basis van de resultaten van de recent uitgevoerde boringen en sonderingen. Voor iedere schematisatie is een berekening uitgevoerd met gedraineerde en met ongedraineerde waarden voor de schuifsterkte. Voor de belasting is uitgegaan van de Hydraulische Randvoorwaarden 2006 (HR2006), zoals deze ook in de toetsing zijn gebruikt. Wat betreft de gevolgde veiligheidsfilosofie en normering, is uitgegaan van het Ontwerpinstrumentarium 2014, versie 3 (OI2014-v3). Het overzicht van de berekeningen staat weergegeven in Tabel 4.1. Som Gedraineerd / ongedraineerd Bodemschematisatie Ongedraineerde Veen-parameters Ongedraineerde Klei- parameters 1 (Fase Gedraineerd Oorspronkelijk n.v.t n.v.t. 2) 2 (Fase 2) Ongedraineerd Oorspronkelijk Triaxiaaltesten en WTI-SOS Triaxiaaltesten en WTI-SOS 3 (Fase Gedraineerd Aangepast n.v.t. n.v.t. 3) 4 (Fase 3) Ongedraineerd Aangepast DoV correlatie op basis van sonderingen en DSS-proeven Tabel 4.1 Overzicht van de berekeningen die zijn uitgevoerd met D-Geostability s u- ratio S=0,3; m = 0,9 (conform DoV en Mmd) Daarnaast zijn aanvullend voor alle drie de dwarsprofielen nog berekeningen uitgevoerd zonder verkeersbelasting en voor dwarsprofiel DP 36,0 zijn de globale afmetingen van een toe te passen binnenberm berekend, waarmee aan de waterveiligheidseisen, conform OI2014-v3, wordt voldaan. De resultaten van som1 (fase 2) betreft de oorspronkelijke toetsresultaten, deze zijn weergegeven in paragraaf Oorspronkelijke bodemopbouw (som 2, fase 2) In de volgende paragrafen zijn de berekende glijvlakken gepresenteerd. Deze berekeningen horen bij de oorspronkelijke schematisatie van de ondergrond die ook gehanteerd is tijdens de (her)toetsingen en uitgevoerd in de periode Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 35 van 50

46 Allereerst heeft een herberekening plaatsgevonden van de oorspronkelijke toetssommen met gedraineerde parameters. Kortom, de oorspronkelijke toetssommen, zijn herhaald met de meest recente versie van D-Geo-Stability. De uitkomsten waren identiek. Vervolgens zijn berekeningen uitgevoerd met ongedraineerde parameters. Twee verschillende berekeningen zijn uitgevoerd. Ongedraineerde parameters zijn ontleend aan conceptresultaten ten behoeve van een proeftoetsing conform het WTI-SOS. Daarnaast zijn ongedraineerde sterkteparameters afgeleid uit de oude triaxiaaltesten (zie paragraaf 3.2). De eerste benadering kan gezien worden als een ondergrens en de tweede als een bovengrens Westkade (DP 79,6) De berekende glijcirkels voor de Westkade (DP 79,6) staan vermeld in Figuur 4.2 en Figuur 4.2. De glijcirkel berekend op basis van de WTI-SOS parameters valt veel ondieper uit dan de glijcirkel berekend op basis van de triaxiaaltesten. Figuur 4.1 Rekenresultaten Westkade, DP79,6; Bishop, ondergrens op basis van WTI-SOS parameters 36 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

47 Figuur 4.2 Rekenresultaten Westkade, DP79,6; Bishop, bovengrens op basis van S u-parameters uit oude triaxiaalproeven Noordkade (DP 48) De berekende glijcirkels voor de Noordkade (DP 48) staan vermeld in Figuur 4.3 en Figuur 4.4. De glijcirkel berekend op basis van de WTI-SOS parameters komt, qua diepte en ligging, min of meer overeen met de glijcirkel berekend op basis van de triaxiaaltesten. Figuur 4.3 Rekenresultaten Noordkade, DP 48,0; UpliftVan, ondergrens op basis van WTI-SOS parameters Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 37 van 50

48 Figuur 4.4 Rekenresultaten Noordkade, DP 48,0; UpliftVan, bovengrens op basis van S u-parameters uit oude triaxiaalproeven Zuidkade (DP 36) Oorspronkelijk is in fase 2 profiel DP 39,7 berekend. Op verzoek van de expertgroep is na fase 2 gekozen om in plaats van dit profiel, DP 36 te berekenen. Ten behoeve van consistentie zijn de berekeningen van fase 2 ook voor DP 36 uitgevoerd. De berekende glijcirkels voor de Zuidkade (DP 36) staan vermeld in Figuur 4.5 en Figuur 4.6. De glijcirkel berekend op basis van de WTI-SOS parameters valt dieper uit dan de glijcirkel berekend op basis van de triaxiaaltesten. 38 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

49 Figuur 4.5 Rekenresultaten Zuidkade, DP 36,0; UpliftVan, ondergrens op basis van WTI-SOS parameters Figuur 4.6 Rekenresultaten Zuidkade, DP 36,0; UpliftVan, bovengrens op basis van S u-parameters uit oude triaxiaalproeven Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 39 van 50

50 4.2.4 Resultaten In de analyse is gebruik gemaakt van de volumieke gewichten uit de oorspronkelijke schematiseringen van de ondergrond. Voor klei, veen en dijksmateriaal zijn ongedraineerde parameters genomen afkomstig uit een proeftoetsing ten behoeve van WTI-SOS en parameters die afgeleid zijn van oude triaxiaaltesten. De resultaten van de stabiliteitsanalyses zijn samengevat in Tabel 4.2. Opvallend is dat de sterkteparameters verkregen uit de triaxiaalproeven ver buiten de waardes liggen die vanuit de literatuur verwacht worden. Deze waardes geven leiden dan ook tot onwaarschijnlijk hoge veiligheidsfactoren die niet realistisch zijn. Daarom zijn de resultaten onbetrouwbaar en moeten genegeerd worden. De veiligheidsfactor geeft wel een bovengrens. stabiliteitsfactoren Locatie DP Schematisering Oorspronkelijk WTI-SOS Triaxiaal Westkade 79,6 Bishop 0,85 0,81 2,74 Bishop 1,02 0,83 3,02 Noordkade 48 Uplift-Van 0,99 0,76 3,31 36 Uplift-Van 0,81 * 0,65 3,20 Zuidkade 39,7 Uplift-Van 0,83 ** 0,88 2,69 * was oorspronkelijk in rapportage van Arcadis abusievelijk vermeld als 0,83 (zie ook Tabel 3.2Error! Reference source not found.). ** was oorspronkelijk in rapportage van Arcadis abusievelijk vermeld als 0,81 (zie ook Tabel 3.2). Tabel 4.2 Resultaten stabiliteitsanalyse macrostabiliteit binnen, oorspronkelijke data en nieuwe data 4.3 Aangepaste bodemopbouw (som 3+4, fase 3) In de volgende paragrafen worden de berekende glijcirkels gepresenteerd voor de profielen met een aangepaste bodemopbouw op basis van het recent uitgevoerde grondonderzoek. De glijcirkels voor gedraineerde en ongedraineerde parameters worden steeds onder elkaar gepresenteerd. Boven staat de gedraineerde situatie en onder de ongedraineerde. Het effect van deze keuze op de (diepte) ligging van de glijcirkel is daarmee goed te zien Westkade (DP 79,6) De berekende glijcirkels voor de locatie gelegen aan de Westkade staan vermeld in Figuur 4.7. Het toekennen van een grotere sterkte aan het Hollandveen, bij ongedraineerd rekenen, heeft tot gevolg dat de glijcirkel ondieper komt te liggen en verschuift naar het dijkmateriaal en de kleilaag daaronder. Kortom, de sterkte van het dijkmateriaal en de onderliggende kleilaag wordt dominant in de schuifsterkte. 40 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

51 Figuur 4.7 Rekenresultaten Westkade, DP 79,6; voor Uplift-Van, boven gedraineerd en onder ongedraineerd Noordkade (DP 48) De berekende glijcirkels voor de locatie gelegen aan de Noordkade staan vermeld in Figuur 4.8. Het toekennen van een grotere sterkte aan het Hollandveen, bij ongedraineerde rekenen, heeft tot gevolg dat de glijcirkel dieper komt te liggen en verschuift naar de kleilaag onder het veen. Kortom, de sterkte van de kleilaag wordt dominanter in de schuifsterkte. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 41 van 50

52 Figuur 4.8 Rekenresultaten Noordkade, DP 48,0; voor Uplift-Van, boven gedraineerd en onder ongedraineerd Zuidkade (DP 36) De berekende glijcirkels voor de locatie gelegen aan de Zuidkade staan vermeld in Figuur 4.9. Het toekennen van een grotere sterkte aan het Hollandveen, bij ongedraineerde rekenen, heeft tot gevolg dat de glijcirkel ondieper komt te liggen en verschuift naar het 42 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

53 dijkmateriaal en de onderliggende kleilaag. Kortom, de sterkte van het dijkmateriaal wordt dominant in de schuifsterkte. Dit resultaat is vergelijkbaar met de Westkade. Figuur 4.9 Rekenresultaten Zuidkade, DP 36,0; voor Uplift-Van, boven gedraineerd en onder ongedraineerd Voor de Zuidkade is ook een berekening uitgevoerd om de globale bermafmetingen vast te stellen waarmee aan de vereiste stabiliteitsfactor wordt voldaan. De bermafmetingen zijn: Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 43 van 50

54 hoogte 2,5 m en breedte 5 m. Daarbij is de oorspronkelijke teensloot gedempt en verplaatst naar de teen van de berm Voor het materiaal, dat voor de berm wordt gebruikt, zijn de eigenschappen genomen conform klei uit het dijkmateriaal. Uitgangspunt voor de berekening is de toetssom uit 2014/2015 (Arcadis) geweest. Derhalve zijn ook de bijbehorende hydraulische randvoorwaarden (HR2006) gebruikt. De berekening mag derhalve niet als ontwerpberekening worden gezien. Bovendien is de schematiseringsfactor niet bepaald, maar hiervoor een waarde van 1,1 gehanteerd. Derhalve geeft de berekening slechts een indicatie van een mogelijk te treffen versterkingsmaatregel. De ongedraineerde schuifsterkte onder de berm is berekend met de s u -ratio (conform DoV) en een materiaalfactor voor de s u -ratio (conform OI2014v3). De POP-waarde is gelijkgesteld aan 0 (Tabel 4.3 ). Dit is de meest conservatieve aanname, waarbij geen overgeconsolideerd gedrag (tot aan de grensspanning) in rekening wordt gebracht. Aangenomen wordt dat de belastingverhoging van de berm zodanig is dat alleen normaal geconsolideerd gedrag wordt gevonden. Materiaal s u -ratio Materiaalfactor POPwaarde Dijkmateriaal 0,30 1,07 0 Klei 0,30 1,04 0 Veen 0,48 1,05 0 Tabel 4.3 Waarden gebruikt bij een berekening met ongedraineerde parameters Bij de berekening is zonering toegepast, conform de berekeningen uit de toetsing. De berekende stabiliteitsfactor is SF=1,07. Het betreffende maatgevende glijvlak is een zogenaamd zone 1-glijvlak. Deze berekende stabiliteitsfactor is groter dan de vereiste stabiliteitsfactor van 1,06. De aanwezigheid van de berm zorgt er voor dat de berekende glijcirkel de diepte opzoekt en de kleilaag bereikt, zie Figuur van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

55 Figuur 4.10 Zuidkade: DP 36,0; berekende glijcirkel na aanleg van een binnenberm 4.4 Samenhang in resultaten De berekeningen zijn uitgevoerd volgens Bishop en volgens LiftVan. Een overzicht van de berekende veiligheidsfactoren staat weergegeven in Tabel 4.4. De berekeningen zijn uitgevoerd met een verkeersbelasting van 13 kpa (kn/m 2 ). Ter vergelijking is onder aan de tabel ook de vereiste stabiliteitsfactor vermeld (toetswaarde). Omdat als uitgangspunt de oorspronkelijke toetssommen zijn gehanteerd, met bijbehorende hydraulische randvoorwaarden (HR2006), en de veiligheidsnormering conform het OI2014- v3, mogen de berekeningen niet als toets- en/of ontwerpberekening beschouwd worden. Voor drie dwarsprofielen zijn de volgende berekeningen uitgevoerd: 1 Oorspronkelijke gedraineerde berekeningen en ondergrondschematisaties uit de toetsingen (Arcadis ). 2A Berekeningen met oorspronkelijke ondergrondschematisaties en ongedraineerde parameters uit proeftoetsing WTI-SOS (spreadsheet Deltares, april 2008). 2B Berekeningen met oorspronkelijke ondergrondschematisaties en ongedraineerde parameters, afgeleid uit oude triaxiaalproeven. 3 Berekeningen met aangepaste ondergrondschematisaties (op basis van grondonderzoek) en oorspronkelijke gedraineerde sterkteparameters. 4 Berekeningen met aangepaste ondergrondschematisaties (op basis van grondonderzoek) en ongedraineerde sterkteparameters uit onderhavig onderzoek. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 45 van 50

56 4A Berekening met aangepaste ondergrondschematisaties (op basis van grondonderzoek) en ongedraineerde sterkteparameters uit onderhavig onderzoek, met binnendijkse stabiliteitsberm voor DP 36,0. De berm is 2,5 m hoog en 5 m breed. Ondergrond: Oude schematisatie (conform toetsing) Nieuwe schematisatie obv grondonderzoek Berekening: 1 2A 2B 3 4 4A gedraineerd gedraineerd ongedraineerd c en c en Kade DP Model Westkade 79,6 Noordkade 2011 Noordkade 2015 Zuidkade 48,0 ongedraineerd proeftoetsing WTI-SOS ongedraineerd oude triaxiaalproeven ongedraineerd onderhavig onderzoek onderhavig onderzoek binnenberm Bishop 0, ,74 0,91 0,84 - LiftVan ,86 0,84 - Bishop 1, ,02 1,14 1,16 - LiftVan 0, ,31 1,11 1,16-39,7 LiftVan 0,83 0,88 2, ,0 LiftVan 0,81 0,65 3,20 0,77 0,73 1,07 Toetswaarde 1,10** 1,06 1,06 1,13 1,06 1,06 stabiliteitsfactor: * * Toetswaarde op basis van OI2014-v3, het product van de schematiseringsfactor (1,1) de schadefactor en de modelfactor ** stabiliteitsfactor behorend bij overschrijdingskansnormen conform LOR2, op basis van de normfrequentie 1/1.250 en een dijkringlengte van 10 km (Arcadis 2010) Tabel 4.4 Overzicht van de berekende stabiliteitsfactoren voor Bishop en Uplift-Van De uitkomsten van de berekeningen laten zien dat de veiligheidsfactoren voor de Westkade en de Noordkade, bij gebruik van gedraineerde parameters, omhoog zijn gegaan bij een aangepaste schematisatie van de ondergrond. Voor de Zuidkade daalt de veiligheidsfactor. Dit komt met name doordat er in de oude toetsanalyses gerekend is met een verkeersbelasting van 6,0 kn/m 2 in plaats van 13,0 kn/m 2. De berekende stabiliteitsfactor voor de Noordkade gaat verder omhoog bij gebruikt van ongedraineerde parameters. Voor de West- en Zuidkade gaan de stabiliteitsfactoren echter iets omlaag bij gebruik van ongedraineerde parameters. Het tekort, het verschil tussen de vereiste stabiliteitsfactor en de berekende waarde, is het grootst voor de Zuidkade. De nieuwe berekeningen (3 en 4) zijn allemaal uitgevoerd met een verkeersbelasting van 13 kpa over een breedte van 2,5 m. Vervolgens zijn berekeningen uitgevoerd waarbij de verkeersbelasting is teruggebracht naar 0 kpa. De berekeningen zijn uitgevoerd voor ongedraineerde parameters voor alle drie de dwarsprofielen. De resultaten, zie Tabel 4.5, zijn dan te vergelijken met de resultaten van kolom 4 uit Tabel van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

57 Berekening 4 5 Verkeersbelasting Verkeersbelasting 13 kpa 0 kpa 0,84 1,10 Noordkade ,0 Van 1,16 1,25 Locatie DP Model Westkade 79,6 Uplift- Van Uplift- Uplift- Zuidkade 36,0 0,73 0,95 Van Toetswaarde stabiliteitsfactor: 1,06 1,06 Tabel 4.5 Berekeningen uitgevoerd zonder verkeersbelasting en met ongedraineerde parameters De resultaten laten zien dat de berekende veiligheidsfactoren, bij het niet toepassen van verkeersbelasting, verder toenemen. Twee van de drie locaties voldoen zonder verkeersbelasting aan de vereiste stabiliteitsfactor. Kortom, het verbieden van zwaar verkeer op de dijk leidt tot een veiligere dijk. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 47 van 50

58 5 Conclusies en Aanbevelingen 5.1 Conclusies Op basis van het uitgevoerde onderzoek worden de volgende conclusies getrokken. De berekeningen mogen, gezien de gehanteerde uitgangspunten, niet als toets- of ontwerpberekening gezien worden. Oude triaxiaalproeven (single stage) en de interpretatie daarvan leiden tot een te hoge waarde voor de ongedraineerde schuifsterkte. De proeven zijn niet geschikt om ongedraineerde parameters uit af te leiden. De waarden uit WTI-SOS (proeftoetsing), die in onderhavig onderzoek ter vergelijking ook gebruikt zijn, vormen een ondergrens. De DSS-testen, die uitgevoerd zijn op veenmonsters bij een hoge terreinspanning (onder de dijk) leiden tot uitkomsten die overeenkomen met waarden die ook bij het onderzoek Dijken op Veen (DoV) en het project Markermeerdijken (Mmd) zijn gevonden. De DSS-testen uitgevoerd bij een lage terreinspanning (in het achterland) zijn onbetrouwbaar en komen niet overeen met DoV. Aanpassing van de grondopbouw op basis van het lokaal uitgevoerde grondonderzoek (sonderingen en boringen) heeft een relevant effect op de berekende veiligheidsfactoren. Voor de West- en Noordkade is sprake van een duidelijke toename, terwijl bij de Zuidkade sprake is van een afname van de berekende veiligheidsfactor. Op basis van de berekeningen met gedraineerde parameters (c en ) blijkt dat alle drie de berekende profielen niet aan de veiligheidseisen voldoen. Het gebruik van ongedraineerde schuifsterkte leidt voor de Noordkade tot het voldoen aan de eis voor de vereiste veiligheidsfactor. Voor de Westkade komt de berekende veiligheidsfactor dichter bij de eis. Voor de Zuidkade blijft de veiligheidsfactor, ten opzichte van de berekening met gedraineerde parameters, ongeveer gelijk ten opzichte van de gestelde veiligheidseis. De veiligheidsfactor blijft daarmee onvoldoende. Indien voor Hollandveen onder de dijk, voor de gedraineerde parameters de waarden worden gehanteerd, die in 2012 door Deltares zijn voorgesteld, dan is vooralsnog niet duidelijk of de verschillen tussen de gedraineerde en ongedraineerde berekeningen groter of kleiner worden. Dit is geheel afhankelijk van de grondopbouw en de ligging van het maatgevende glijvlak. Voor de Zuidkade levert een stabiliteitsberm van 5 m breed en 2,5 m hoog een indicatie op van een mogelijke verbetermaatregel. De uitgevoerde berekening moet als indicatief beschouwd worden, omdat niet de juiste hydraulische randvoorwaarden gehanteerd zijn en ook niet uitgekiend met de faalkansverdeling is omgegaan. Voor een definitief ontwerp dient onder andere ook naar de aspecten: minimaal benodigde kruinhoogte, overslagdebiet, effect van ligging van freatische lijn, mogelijke herverdeling faalkansruimte en wel/niet gebruik van zonering gekeken te worden. De verkeersbelasting is met name van invloed op de dwarsprofielen waar een ondiep maatgevend glijvlak gevonden wordt. Zowel voor de West- als de Noordkade wordt zonder verkeersbelasting voldaan aan de gestelde eis voor de veiligheidsfactor. De Zuidkade blijft onder de gestelde eis. Met name de sterktetoename in de veenlaag leidt tot een toename van de berekende veiligheidsfactor. Een dikkere veenlaag heeft derhalve een grotere invloed. 48 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

59 Bij bovenstaande conclusies wordt opgemerkt dat de gebruikte ongedraineerde parameters voor de kleilaag (S=0,3 en m=0,90) als een best guess gelden en als karakteristieke waarde zijn geschat en gebruikt. Dat betekent dat nog een materiaalfactor moet worden toegepast om tot rekenwaarde te komen. Nader laboratorium onderzoek naar de sterkte van de klei zal uitsluitsel moeten geven in hoeverre deze schatting reëel is. Hierdoor kunnen de bovenstaande resultaten niet als toetsresultaat worden gezien, maar als een betrouwbare inschatting van de scope van de dijkversterking wanneer de ongedraineerde parameters goed worden bepaald. 5.2 Aanbevelingen Met name de DSS-testen bij lage terreinspanningen geven in onderhavig onderzoek geen betrouwbaar resultaat. Geadviseerd wordt om aanvullend onderzoek te verrichten naar de oorzaak hiervan en op welke wijze dit verbeterd kan worden. Omdat nog een aanzienlijk aantal reservemonsters beschikbaar zijn, zowel veen- als kleimonsters kan, relatief snel en eenvoudig, aanvullend laboratoriumonderzoek plaatsvinden naar de ongedraineerde sterkte van veen en/of klei. Het (grond)onderzoek voor Marken heeft zich voornamelijk gericht op de ongedraineerde sterkte van veen bij de terreinspanning. De ongedraineerde sterkte van het dijksmateriaal en de kleilagen en de sterkte van veen voor de normaal geconsolideerde toestand is daarbij onderbelicht gebleven. Een aanbeveling is hier aanvullend onderzoek naar uit te voeren. Op basis van bijgestelde ongedraineerde parameters voor de kleilagen dienen de berekeningen te worden herhaald. Een aanbeveling is ook om te onderzoeken hoe omgegaan moet worden met de vertaling van de drie onderzochte dwarsprofielen naar de overige delen van de betreffende kade. Voor een definitief ontwerp is het belangrijk dat op een juiste wijze de representativiteit van een dwarsprofiel voor een bepaald dijktraject vastgesteld wordt. Dit dient voornamelijk ook tot uiting te komen in de schematiseringsfactor, die in principe per representatief dijktraject vastgesteld moet worden. Indien vervolgberekeningen met gedraineerde parameters worden uitgevoerd, dient men zich te realiseren, dat voor het bepalen van de rekenwaarden een materiaalfactor van 1,4 is gehanteerd, zowel voor de cohesie als voor de hoek van inwendige wrijving (paragraaf 3.1.1) en dat in 2012 geadviseerd is ten aanzien van de te hanteren (gedraineerde) parameters voor veen (Deltares, 2012), zie paragraaf Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken 49 van 50

60 6 Referenties Deltares. (2012). Rekenwaarden van de schuifsterkte parameters voor Hollandveen voor de dijkversterking Marken. Deltares. (2014a). WTI2017 Beoordeling macrostabiliteit met ongedraineerd materiaalmodel. Deltares. (2014b). Dijken op Veen II: Bouwsteen 5 - Veiligheidsfilosofie. Deltares. (2014c). Dijken op Veen II: DoV werkwijze voor bepaling Macrostabiliteit Markermeerdijk. Deltares. (2015a). WTI2017 Beoordeling macrostabiliteit met ongedraineerd materiaalmodel. Fugro. (2015a). Sonderingen West-, Zuid- en Noordkade Marken. Fugro. (2015b). Aanvullende werkzaamheden West-, Zuid- en Noordkade Marken. Rijkswaterstaat. (2015). Handreiking ontwerpen met overstromingskansen - Veiligheidsfactoren en belastingen bij nieuwe overstromingskansnormen - versie OI2014v3. 50 van 50 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

61 A Analyse gedraineerd onderzoek (toetsingen ) A.1 Inleiding Naar aanleiding van vragen uit de eerste expertgroep-bijeenkomst, op 19 mei 2015, is een analyse gemaakt van de gehanteerde gedraineerde parameters die in de eerdere toetsingsberekeningen gehanteerd zijn. In het 1 e concept verslag van de eerste expertgroep-bijeenkomst, die gehouden is op 19 mei 2015, is ten aanzien hiervan het volgende aangegeven: (uit: concept-verslag 1 e expertsessie Nadere Veiligheidsanalyse Marken, gehouden op 19 mei 2015) Twijfel bij parameters In de 2e en 3e (verlengde) toetsronde is altijd discussie geweest over de resultaten van de toetsing, met name de gedraineerde schuifsterkteparameters. Delen van de Zuid- en Westkade zijn afgekeurd op binnenwaartse stabiliteit, terwijl experts door de steilheid van het talud verwachtten dat heel de Zuidkade afgekeurd zou moeten worden (overal is het talud even steil) op dit faalmechanisme. Een deel van de Zuidkade is opnieuw getoetst en de opgave blijkt inderdaad groter. De Noordkade is ook helemaal afgekeurd, terwijl deze juist een heel flauw talud heeft. Bij deze kade denken experts juist dat de toetsresultaten te negatief zijn. Waarschijnlijk is dit deel afgekeurd omdat de sloot vlak achter de kering ligt. Er is gekozen voor een shortcut benadering om te komen tot ongedraineerde parameters, omdat op deze wijze onderbouwing wordt verzameld om eventueel extra bodemonderzoek te verrichten (indien winst wordt aangetoond) ten behoeve van de planstudie fase. Daarnaast is aangenomen dat in de Verkenning nog met grovere waarden kan worden gewerkt. Er wordt dus van grof naar fijn gewerkt. Afhankelijk van de aanbevelingen uit de Nadere Veiligheidsanalyse zal het extra bodem- en labonderzoek voor de planstudiefase bepaald worden. Referentie ontwerp Gezien de twijfelachtige toetsresultaten is het de vraag of de resultaten van de nadere veiligheidsanalyse (gedraineerd en ongedraineerd) beter passen bij het te verwachten beeld. Hiermee worden de gedraineerde parameters uit de oude toets ( referentie ) en ongedraineerde parameters met elkaar vergeleken om de effecten tussen gedraineerd en ongedraineerd in beeld te krijgen. Er zijn aanwijzingen dat de gedraineerde parameters uit de toetsing van onvoldoende kwaliteit zijn. Als in deze Nadere Veiligheidsanalyse ook betere gedraineerde parameters komen dan worden deze gebruikt voor de stabiliteitsberekeningen. Vervolgens is er discussie over de toetsresultaten. Er is onder andere veel discussie over de gebruikte gedraineerde parameters, o.a. de hoge cohesie waarde die op 1 laag gebruikt is. Deltares gaat een check doen op de sterkteparameters in de excel tabel voor de gedraineerde stabiliteitssommen. Als uit de nieuwe sonderingen betere gegevens komen mbt laagopbouw, zullen deze ook worden gebruikt voor de gedraineerde stabiliteitssommen. Voor wat betreft de in het verleden gehanteerde gedraineerde parameters zijn er met name twijfels over de hoge waarde voor de cohesie (c) van Hollandveen onder de dijk. Daarnaast heeft klei van Duinkerke, in vergelijking met andere grondsoorten/afzettingen een relatief lage hoek van inwendige wrijving (). Zie ook Tabel 6.2 en Tabel 6.3. A.2 Uitgevoerde berekeningen en gehanteerde parameters In het verleden zijn op verschillende momenten berekeningen uitgevoerd. Daarbij zijn, mede op basis van aanvullend veld- en laboratoriumonderzoek, verschillende parameters voor de diverse (te onderscheiden) grondlagen gebruikt. Navolgend is op hoofdlijnen een chronologisch overzicht gegeven van uitgevoerde onderzoeken, c.q. toetsingen en gehanteerde parameters. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken A-1

62 In Bijlage 1 is een overzicht gegeven van de spanningsafhankelijke celproef-verzameling die in het verleden voor Marken is gehanteerd. In Bijlage 2 is een overzicht gegeven van de beschikbare toetsrapportages. A.3 Toetsing Marken, GeoDelft , globaal onderzoek (2 e toetsronde) In is door GeoDelft (Deltares) een globale toetsing uitgevoerd voor heel Marken. Voor toetsing van de binnenwaartse stabiliteit zijn de volgende dwarsprofielen berekend: dwp 11, 18, 25, 34, 48, 62, 71 en 78. De resultaten zijn gerapporteerd in CO v3- definitief, d.d. 1 april Voor de berekeningen is gebruik gemaakt van een spanningsafhankelijke proevenverzameling, op basis van celproeven. De proevenverzameling is specifiek voor Marken opgesteld, waarbij materiaalfactoren gehanteerd zijn conform Leidraad Deel 2; Benedenrivierengebied. Tabel 6.1 Materiaalfactoren uit Leidraad deel 2, benedenrivierengebied A.4 Toetsingen Marken, GeoDelft 2004, gedetailleerde toetsing (2 e toetsronde) Op basis van de toetsing uitgevoerd in is aanvullend onderzoek uitgevoerd naar de waterspanningen en de lokale grondeigenschappen. Hierbij is op basis van de nieuwe gegevens opnieuw de binnenwaartse stabiliteit beoordeeld van de eerder berekende dwarsprofielen dwp 11, 18, 25, 34, 48, 62, 71 en 78. De resultaten zijn gerapporteerd in CO v02-definitief, d.d. juli In de toetsing is tevens de buitenwaartse stabiliteit beschouwd. In het onderzoek is de keuze gemaakt om geen gebruik meer te maken van de (oude)celproeven, maar over te stappen op gedraineerde parameters uit triaxiaalproeven. Daarbij is er een vergelijking gemaakt tussen de eerdere spanningsafhankelijke celproefverzameling en nieuwe parameters op basis van triaxiaalproeven. De spanningsafhankelijke rekenwaarden (celproeven) zijn hiervoor teruggerekend naar een cohesie (c) en een hoek van inwendige wrijving ( ). A-2 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

63 Voor de proevenverzameling zijn single stage triaxiaalproeven uitgevoerd waarbij de c- en -waarden bepaald zijn bij een rekpercentage van 2%. Verder is op de karakteristieke waarden van zowel de c als de, een materiaalfactor toegepast van 1,4. In het Technische Rapport Waterkerende Grondconstructies is aangegeven dat de waarde voor de materiaalfactor voor triaxiaalproeven nog een grijsgebied betreft. De waarde van 1,4 is op dat moment (2004) gangbaar en wordt als voldoende veilig beschouwd. Tekst uit: Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies Cel- of triaxiaalproeven Met celproeven worden lagere schuifsterkten gevonden dan met triaxiaalproeven. Dit betekent dat, om dezelfde rekenwaarden te krijgen, de materiaalfactor voor celproeven lager moet zijn. Wat betreft de thans te hanteren materiaalfactoren is echter onzekerheid ontstaan. Uit recente vergelijkingen van proevenverzamelingen is namelijk gebleken dat de verschillen tussen celproefen triaxiaalproefresultaten significant groter kunnen zijn dan in de huidige materiaalfactoren (tabellen en 5.3.2) is verdisconteerd. Hierdoor zal, bij gebruik van de huidige materiaalfactoren, bij toepassing van celproefresultaten een lagere rekenwaarde van de schuifsterkte worden gevonden dan bij toepassing van triaxiaalproefresultaten. Dit verschil is maximaal indien bij de triaxiaalproef de schuifsterkteparameters zijn bepaald bij bezwijken. Indien de schuifsterkteparameters zijn bepaald bij een kleinere vervorming, zal dit verschil kleiner zijn. Het rapporteren van de gehanteerde axiale rek (in %) is bij triaxiaalproeven overigens voorgeschreven. Grijs gebied Momenteel wordt onderzocht hoe groot bovenbedoelde verschillen zijn, gelet op o.a. de beschouwde grondsoort en het bij de triaxiaalproef gehanteerde rekcriterium. Dit zal leiden tot vervanging van de materiaalfactoren in tabellen en door nieuwe materiaalfactoren. Deze zullen naar verwachting gelijktijdig met het uitbrengen van de nieuwe Leidraad Rivierdijken worden gepresenteerd. Uitgangspunt is dat de verbeterde materiaalfactoren worden vastgesteld binnen een grijs gebied, enerzijds begrensd door de huidige werkwijze met celproefresultaten (bovengrens) en anderzijds door de huidige werkwijze met triaxiaalproefresultaten bij bezwijken (ondergrens). Dit houdt in dat bij gebruik van de materiaalfactoren uit tabel en anticiperend op nieuwe materiaalfactoren een dijk bij toepassing van de celproef (CP) met zekerheid kan worden goedgekeurd met betrekking tot macrostabiliteit, en bij toepassing van de triaxiaalproef bij bezwijken (TP-CU) met zekerheid kan worden afgekeurd. Er is, ten behoeve van de berekeningen, een vergelijking gemaakt tussen de spanningsafhankelijke parameters uit de celproef-resultaten (zie ook bijlage 1) en de nieuwe parameters op basis van de uitgevoerde single stage triaxiaalproeven (2% rek). Hiertoe zijn de oude celproef-waarden teruggerekend naar c- en -waarden vanuit de sigma-tau stress-tables in Mstab. De resultaten staan in Tabel 6.2. Oud (celproeven) Nieuw (triaxiaalproeven) Grondsoort Cohesie [kn/m 2 ] [ ] Cohesie [kn/m 2 ] [ ] Dijksmateriaal ,45 20,06 Duinkerke ,83 15,23 Hollandveen ,17 19,99 naast Hollandveen ,28 17,23 onder Calais ,89 Tabel 6.2 Overzicht parameters (rekenwaarden) celproeven en triaxiaalproeven Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken A-3

64 Alle grondsoorten Omdat niet voor alle aanwezige grondsoorten de c- en -waarden bepaald zijn in de triaxiaaltesten zijn voor de verschillende grondsoorten, afgaand op ander onderzoek, de volgende parameters aangehouden: Grondsoort 3 dry [kn/m] 3 sat [kn/m] 2 c [kn/m] [] Slib Stortsteen Dijksmateriaal OBO Duinkerke naast * Duinkerke onder Hollandveen naast * 9.85 (in DP39,7 is 10,0 gebruikt) Hollandveen onder Zand van Calais Klei van Calais naast * Klei van Calais onder Pleistoceen Basisveen Klei dijk boven * (dijksmateriaal) Zand dijk *) van deze grondlagen is ook een zgn. c=0, =0 materiaalsoort. Tabel 6.3 Overzicht gehanteerde parameters (rekenwaarden) op basis van single stage triaxiaalproeven, 2% rek (GeoDelft) A.5 Gegevens ontwerp dijkversterking 2008, DHV (aangeleverd door RWS) De betreffende, door RWS aangeleverde gegevens, blijken enkel stabiliteitsberekeningen te zijn uit juli en september 2006, uitgevoerd door Arcadis. Het betreft berekeningen voor de dwarsprofielen dwp 11, 18, 25 en 34. Voor de berekeningen is gebruik gemaakt van de triaxiaalparameters, zoals weergegeven in Tabel 6.3. Alleen voor dwarsprofiel 11 (met verkeersbelasting) is per abuis voor de grondlaag Hollandveen onder gerekend met c = 9,28 kn/m 2 en = 19,99 in plaats van c = 9,28 kn/m 2 en =17,23. Er is derhalve voor dit profiel iets te gunstig gerekend, maar verwacht wordt dat dit geen grote consequenties heeft. Er is niet duidelijk wat de bedoeling van de uitgevoerde berekeningen precies is geweest, een rapportage met achtergrondinformatie ontbreekt. A.6 Gegevens Arcadis, 3 e toetsing 2010 Naar aanleiding van de resultaten uit de 2 e toetsronde heeft er nog geen dijkversterking plaats gevonden. In 2010 is door Arcadis een nieuwe (3 e landelijke toetsronde) uitgevoerd en gerapporteerd in: A-4 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

65 Rapport: :0.35 / C , Dijkring 13B Waterkering Marken, 14 september In deze toetsing is onder andere de binnenwaartse- en de buitenwaartse stabiliteit beschouwd van de dwarsprofielen dp 48, 62, 71, 78, prof.01 (haven 83-85), prof.02 (haven 85-87) en prof.03 (haven 87-89). Het betreft daarbij de herberekening van 4 profielen uit de 2 e toetsronde (dp 48, 62, 71 en 78) op basis van een aangepast waterspanningsverloop en opbarsten van de slootbodem. Daarnaast is aanvullend grondonderzoek (BAM, 2005 en Inpijn & Blokpoel, 2010) uitgevoerd voor de Haven van Marken en zijn 3 nieuwe dwarsprofielen voor de Haven van Marken opgesteld. (prof. 01 t/m 03). Op basis van het aanvullende grondonderzoek is voor bepaalde dwarsprofielen ook de ondergrondschematisatie aangepast. Voor de Noordkade (dp 48, 62, 71) en de Westkade (dp 78) zijn de triaxiaalparameters gehanteerd zoals weergegeven in Tabel 6.3. Voor de profielen ter plaatse van de Haven van Marken (prof. 01, 02 en 03) zijn op basis van het uitgevoerde grondonderzoek nieuwe sterkte parameters afgeleid. Deze zijn weergegeven in Tabel 6.4. Tabel 6.4 Parameters (rekenwaarden) uit rapport Toetsing 2010 Arcadis, gehanteerd voor Haven van Marken, dp (profiel 01, 02 en 03) In 2005 zijn door BAM 9 multi stage triaxiaalproeven uitgevoerd. Er is uit de verkregen documenten/resultaten niet duidelijk hoe, en bij welke rekpercentages, de sterkteparameters bepaald zijn en welke materiaalfactoren zijn toegepast. In 2010 zijn door Inpijn & Blokpoel 43 single stage triaxiaalproeven uitgevoerd, waarbij de sterkte parameters bepaald zijn bij 5 % rek. Voor klei slap (matig sterk humeus) zijn de sterkteparameters bepaald bij 15 % rek. Ter bepaling van de rekenwaarden zijn de materiaalfactoren toegepast uit de Leidraad voor het ontwerpen van Rivierdijken, deel 2: Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken A-5

66 Tabel 6.5 : Overzicht materiaalfactoren conform Leidraad Ontwerpen Rivierdijken, deel 2 Voor slappe klei (matig /sterk humeus) is een materiaalfactor m voor de tangens() gebruikt van 1,2 in plaats van 1,15. Er is niet duidelijk waarom de resultaten van eerder uitgevoerde proeven en proevenverzameling(en) niet gebruikt zijn voor het traject Haven van Marken. A.7 Gegevens Arcadis, hertoetsing, 3 e toetsing 2011 In 2011 is door Arcadis een hertoetsing uitgevoerd ten behoeve van de Noordkade en de Westkade. De resultaten zijn weergegeven in: Rapport: :A-concept/C ; Hertoetsing omringkade Marken, Noordkade dp 46 dp 69; d.d. 10 oktober Rapport: :B definitief / C ; Hertoetsing omringkade Marken, Westkade II, dp 78 t/m 83; d.d. 10 oktober Op basis van analyse van variatie in geometrie en grondopbouw, zijn voor de Noordkade twee bestaande toetsprofielen herberekend (dp 48 en 62) en drie nieuwe profielen berekend (dp 55, 65 en 68). Voor de Westkade bleek (reeds in de 2 e toetsronde) te zijn gerekend met een foutief (te gunstig) profiel (dp 78). Er zijn nieuwe berekeningen uitgevoerd voor dwarsprofiel dp 80. Voor de hertoetsingen is gebruik gemaakt van de triaxiaalparameters zoals weergegeven in Tabel 6.3 (GeoDelft). A.8 Gegevens Arcadis, heronderzoek Noord- en Zuidkade 2014/2015 Op basis van aanvullende peilbuismetingen is een hertoetsing uitgevoerd voor de Noordkade. Daarnaast is ook de Zuidkade, op basis van de nieuwe metingen, getoetst. De berekeningen zijn uitgevoerd met 3-modellen: Bishop, LiftVan en Spencer. Er zijn berekeningen uitgevoerd voor de dwarsprofielen: dp 48, 55, 62, 65 en 68 (Noordkade) en dp 33, 36 en (Zuidkade). De resultaten zin weergegeven in de volgende rapportages van Arcadis: A-6 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

67 Veiligheidsoordeel Zuidkade; C / :0.4, d.d. 6 november Veiligheidsoordeel Zuidkade; C / , d.d. 13 januari Toetsing Noordkade Marken; C / :0.4, d.d. 7 november Voor de hertoetsingen is gebruik gemaakt van de triaxiaalparameters zoals weergegeven in Tabel 6.3 (GeoDelft). Daarnaast is voor de Zuidkade een gevoeligheidsanalyse uitgevoerd naar de cohesie van veen. Hierbij zijn stabiliteitsberekeningen uitgevoerd met waarden voor de cohesie van veen die variëren van 0 tot 10 met stappen van 0,5. A.9 Analyse parameters, opvallende resultaten In het algemeen vallen de gehanteerde rekenwaarden van de triaxiaalproeven, iets hoger uit dan de rekenwaarden op basis van de (oude) celproeven. Daarbij moet bedacht worden dat voor de rekenwaarden uit de triaxiaalproeven een materiaalfactor is toegepast van 1,4 (zie paragraaf A.4). Indien de vigerende materiaalfactoren, conform de Leidraad Rivieren zouden worden toegepast, zie Tabel 6.6 dan worden de parameters uit de triaxiaalproeven, in vergelijking met de celproeven nog iets gunstiger. Tabel 6.6 Overzicht vigerende materiaalfactoren conform de Leidraad Rivieren Er zijn bij het uitvoeren van de berekeningen in het verleden grofweg drie parametersets toegepast. De eerste is door de GeoDelft / Deltares afgeleid uit celproeven. De tweede parameterset is eveneens door GeoDelft / Deltares afgeleid uit triaxiaalproeven, zie Tabel 6.3. De derde parameterset is door Arcadis afgeleid uit triaxiaalproeven en alleen gebruikt voor de Haven van Marken, zie Tabel 6.4. Er is geen discussie over de destijds bepaalde sterkte-eigenschappen uit celproeven. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken A-7

68 De gevonden en gehanteerde waarden van de tweede parameterset, Tabel 6.3 lijken redelijk goed aan te sluiten bij ervaringsgegevens van Deltares. De enige, enigszins opmerkelijke, waarden die mogelijk afwijken van wat gebruikelijk gevonden en/of gehanteerd wordt zijn: Voor klei van Duinkerke een relatief lage waarde voor de inwendige wrijvingshoek () van = 15,23. Uitgaande van een materiaalfactor van 1,2 in plaats van 1,4 bedraagt de rekenwaarde voor de inwendige wrijvingshoek; = 17,62. Dit is geen vreemde of afwijkende waarde. Voor (Holland) veen wordt meestal een combinatie gevonden van: een lage cohesie (c) met een hoge, of een hoge cohesie (c) met een lage. Voor Hollandveen onder de dijk en Basisveen, is een relatief hoge cohesie gevonden van c = 9,28 kn/m 2 gecombineerd met een = 17,23. Uitgaande van een iets hogere materiaalfactor van 1,5 (Leidraad Rivieren) in plaats van 1,4 voor de cohesie van veen en een iets lagere materiaalfactor voor de inwendige wrijvingshoek, bedraagt de rekenwaarde voorde cohesie van Hollandveen onder de dijk en Basisveen: c = 9,64 kn/m 2 en = 19,15. De gehanteerde waarden zijn niet extreem laag of hoog en vallen binnen de bandbreedte die normaal gesproken gevonden wordt. Voor klei van Calais is cohesie gehanteerd van c = 0 kn/m 2. Normaliter wordt voor cohesieve grondsoorten wel een waarde voor de cohesie gevonden. Afhankelijk van de methode en interpretatie van de triaxiaalproefresultaten kan de cohesie echter op 0 gesteld worden. Voor stortsteen is gerekend met een droog en nat volumegewicht van 25 kn/m 3. Dit is niet correct Het natte volumegewicht zou kn/m 3 moeten bedragen. Het droge of vochtige volume gewicht ligt globaal tussen 16 en 19 kn/m 3. Mogelijk heeft dit consequenties voor de buitenwaartse stabiliteitsberekeningen. Met betrekking tot de derde parameterset, zie Tabel 6.4 wordt opgemerkt: De parameters voor de Haven van Marken (profiel 01, 02 en 03) zijn in vergelijking met de overige berekende trajecten aanzienlijk lager. Dit geldt met name voor de hoek van inwendige wrijving (). Bovendien zijn de grondlagen (benamingen) niet onderverdeeld naar geologische afzettingen zoals dit wel voor de overige trajecten op Marken gedaan is. De gehanteerde -waarden voor profiel 01 en 02 voor: Klei, zwak/matig humeus; Klei matig/sterk humeus en Veen bruin, lijken, ook in vergelijking met parameters uit de Eurocode (tabel 2b) aan de lage kant. Dit geldt tevens, in iets mindere mate, voor de -waarden van de betreffende lagen in profiel 03. Het verschil tussen de sterkte-eigenschappen voor profiel 03 (onderzoek 2005) en profiel 01 / 02 (onderzoek 2010), voor de grondsoorten Klei zwak/matig humeus en Klei (sterk) zandig, is opmerkelijk. Overigens geeft tabel 2b uit de Eurocode voor organische klei en veen ook lage representatieve waarden voor de hoek van inwendige wrijving, 15 en de cohesie, 0 5 kn/m 2. A.10 Conclusies en advies Op basis van engineering judgement wordt geconcludeerd dat er geen extreme lage en/of hoge gedraineerde sterkte-parameters voor de toetsing van de dijkstabiliteit op Marken gehanteerd zijn. A-8 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

69 Uitzondering hierop vormen de parameters die gebruikt zijn voor de toetsing van het gedeelte dp 83 dp 89, de Haven van Marken, zie Tabel 6.4. De parameterset, die bepaald is op basis van onderzoek uitgevoerd door BAM (2005) en Inpijn & Blokpoel (2010), lijkt, met name daar waar het de hoek van inwendige wrijving () betreft, voor een aantal grondlagen onrealistisch lage waarden te geven. Er is vooralsnog niet precies duidelijk hoe de proevenverzameling/parameterset tot stand is gekomen en waarom voor de Haven van Marken deze andere parameterset gebruikt is. Opgemerkt wordt dat ook Tabel 6.3 lage waarden voor de cohesie in het achterland geeft. Met name voor de veenlaag leidt dit tot lage maximaal te mobiliseren schuifweerstand. Immers de effectieve spanning in de veenlaag is gering waardoor de bijdrage van de wrijvingshoek aan de maximaal te mobiliseren schuifweerstand te verwaarlozen is. Het Dijken op Veen onderzoek heeft laten zien dat dit met name aan de teen van de kade tot een onderschatting van de werkelijk aanwezige sterkte. Bij de overgang van gedraineerde naar gedraineerde schuifsterkte mag worden verwacht dat met name aan de teen hogere sterkte wordt gevonden. Geadviseerd wordt de proeven (en de op basis daarvan gehanteerde parameters) voor het traject dp (De Haven van Marken) opnieuw te analyseren en te vergelijken met de overige uitgevoerde triaxiaalproeven. Daarbij dient onderzocht te worden waar de (grote) verschillen vandaan komen en hoe het kan dat zulke lage waarden voor de hoek van inwendige wrijving () gevonden worden. Verder wordt geadviseerd te onderzoeken in hoeverre de stortsteen bermen een extra positief effect hebben op de buitenwaartse stabiliteit als gevolg van een te hoog aan gehouden volume gewicht van 25 kn/m 2. Bijlage(n): 1. Oorspronkelijke celproefverzameling. 2. Overzicht ontvangen en relevante toetsrapportages. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken A-9

70 Bijlage 1 Celproef-verzameling Marken disign-values caracteristic-values mean-values A-10 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

71 Krb Bijlage 2 van GEO Overzicht ontvangen relevante (toets)rapportages en stabiliteitsberekeningen Nr Titel en uitvoerder Uitgevoerd in het kader van Jaar Opmerkingen Gegevens Deltares/GeoDelft, 2e toetsing Projectnummer CO rapport CO /23, april 2003 rapport CO /33, juli 2004, aanvullend onderzoek Gegegevens ontwerp dijkversterking 2008, DHV. Geen rapportage, alleen enkele sommen Gegevens Arcadis, 3e toetsing, 2010 rapport: :0.35 / C Dijkring 13B Waterkering Marken, 14 september 2010 Gegevens Arcadis, hertoetsing 3e toetsing, 2011 Traject Noordkade rapport: :A - Concept / C Hertoetsing omringkade Marken, Noordkade dp 46 - dp oktober 2011 Gegevens Arcadis, hertoetsing 3e toetsing, 2011 Traject Westkade II rapport: :B - Definitief / C Hertoetsing omringkade Marken, Westkade II dp 78 t/m 83; 10 oktober e toetsing 2003 Marken (2e toetsronde ) ontwerp dijkversterking, niet duidelijk waar deze sommen vandaan komen 3e toetsing 2010 Marken, 3e toetsronde ( ) conform VTV 2006, Hertoetsing Noordkade, 3e toetsronde Hertoetsing Westkade, 3e toetsronde Zie projecten archiefschijf GeoDelft. Berekeningen aanwezig, hoofdrapportage en andere detailinformatie. In hoofdrapport ook een overzicht van alle eerdere (oude) onderzoeken. wel/niet aanwezig Berekende dwarsprofielen: dwp 11, 18, 25, 34, 48, 62, 71, 78 blijken sommen van Arcadis te zijn uit juli en september sommen wel Mstab, juli 2006, dp 11, 25 en 34. rapportage niet Afschuiving (?) september 2006, dp 18 en 25 stabiliteit binnen- en buitenwaarts, dwarsprofielen: dp 48, 62, 71, 78, (haven prof. 01), (haven prof. 02), wel (haven prof. 03) Berekeningen aug/sept 2010; Mstab, Bishop stabiliteit binnen- en buitenwaarts, dwarsprofiel: dp 48, 55, 62, 65, 68 /augustus 2011 Mstab, Bishop wel stabiliteit binnen- en buitenwaarts, dwarsprofiel: dp 80, september (Berekeningen op basis van profiel 78 berekend in 2010) Mstab, Bishop wel wel 6 Gegevens Arcadis (her)onderzoek Noord- en Zuidkade 2014 rapportages (Arcadis): Veiligheidsoordeel Zuidkade; C / :0.4, d.d. 6 november 2014 Veiligheidsoordeel Zuidkade; C / , d.d. 13 januari 2015 Toetsing Noordkade Marken; C / :0.4, d.d. 7 november 2014 Hertoetsing Noordkade en Zuidkade op basis van aanvullende peilbuismetingen / 2015 Sommen mede nalv van waterspanningsonderzoek (gegevens peilbuizen), metingen in dp 1, 48, 53, 67, 84. Berekeningen met Bishop, LiftVan en Spencer. Noordkade berekend: dp 48, dp 55, dp 62, dp 65 en dp 68 Zuidkade berekend: dp 33, dp 36 en dp (LiftVan = maatgevend) wel 7 Hoofdrapport Arcadis, VNK2: Overstromingsrisico Dijkring 13b Marken, Oktober 2014 en Achtergrondrapport Arcadis, VNK2: Dijkring 13b Marken, Veiligheid Nederland in Kaart 2 (VNK 2) 2014 Geen sommen in dossier aanwezig Er zijn volgens de rapportage wel berekeningen (binnenwaartse stabiliteit) uitgevoerd voor dp 11, dp 25 en dp 48 geen berekeningen, rapportage wel Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken A-11

72 B Stabiliteitsberekeningen oorspronkelijke bodemopbouw B.1 Introductie In het kader van het project Dijken op Veen Marken wordt beschouwd wat de invloed van het rekenen met ongedraineerde materiaalparameters is op de macrostabiliteit. Dit betekent dat er voor slappe lagen van klei- en veenachtig materiaal gerekend wordt met een schuifsterkte-ratio (afhankelijk van effectieve spanningen) en de huidige stress-state in plaats van een cohesie en inwendige wrijvingshoek. In een eerste inventarisatie worden drie dwarsdoorsnedes beschouwd. Om de invloed van het rekenen met ongedraineerde parameters eenduidig te bepalen wordt de meest recente schematisering gebruikt. De locaties en de gebruikte schematiseringen zijn weergegeven in onderstaande Tabel 6.7. Locatie omschrijving DPnr Toetsingsronde Zuid 36-0 Stabiliteit Zuidkade, hertoetsing 2015 C (Arcadis, proj.nr.) 39-7 Stabiliteit Zuidkade, hertoetsing 2015 C (Arcadis, proj.nr.) Noord 48-0 Stabiliteit Noordkade, hertoetsing, 2015 C (Arcadis, proj.nr.) West 79-6 Hertoetsing omringkade Marken, 2011 C (Arcadis, proj.nr.) Schematisering Uplift-Van Uplift-Van Bishop Uplift-Van Bishop Tabel 6.7 Overzicht gebruikte dwarsprofielen en schematiseringen B.2 Methode Stabiliteitsberekeningen worden gedaan met de software D-Geostability, versie De sommen zijn oorspronkelijk gemaakt met versie 10, waardoor eerst een herberekening met de oude parameters is uitgevoerd. Er zijn geen verschillen tussen de veiligheidsfactoren in de oorspronkelijke versie en de herberekening met nieuwe versie gevonden. De resultaten zijn weergegeven in Tabel 6.8. B-12 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

73 Schematisering SF oorspronkelijke som Zuid 36-0 Uplift-Van Uplift-Van 0.83 Noord 48-0 Bishop 1.02 Uplift-Van 0.99 West 79-6 Bishop 0.85 Tabel 6.8 Overzicht gebruikte dwarsprofielen en schematiseringen Er moeten echter een aantal opmerkingen bij deze toetssommen gemaakt worden: Voor het profiel op de Zuidkade is de zonering niet goed toegepast. De verkeerde dijktafelhoogte is gebruikt en het startpunt voor de zonering is niet goed gedefinieerd. Dit zal worden aangepast. Voor het profiel op de Zuidkade is een lagere verkeersbelasting toegepast dan voor de profielen op de Noord- en Westkade. De zuidelijke Omringkade is niet toegankelijk voor zwaar verkeer en daarom wordt de lagere verkeersbelasting aangehouden. De freatische lijn in de watervoerende lagen heeft een verhang van (ongeveer) NAP- 0.80m buitendijks tot NAP Dit soort verhangen kunnen veroorzaakt worden door de invloed van (lage) polderpeilen in de naastgelegen droogmakerijen. Vanwege de ondiepe glijvlakken heeft de schematisering een verwaarloosbare invloed op de veiligheidsfactor. De analyse met ongedraineerde parameters zal uit twee stappen bestaan. In de eerste stap worden de sterkte parameters cohesie en interne wrijvingshoek van klei- en veenmaterialen vervangen door ongedraineerde materiaalparameters S en POP. Karakteristiek default waardes volgen uit statistisch onderzoek in het WTI-SOS project. In een tweede stap worden de schuifsterkte parameters uit bestaande triaxiaalproeven uit het relevante gebied gebruikt. De waardes van de parameters verschillen zodanig dat de eerste stap een ondergrens en de tweede stap een bovengrens voor de veiligheidsfactor geeft. B.3 Materiaalparameters In de eerste stap, wordt de ondergrens van de veiligheid berekend, aangezien de laagkarakteristieke waardes voor de s u -ratio (S) (in D-Geostability: Cu/Pc) en POP worden gebruikt. De waarden voor S en POP of m zijn weergegeven als gemiddelde en karakteristiek lage waarden, gebaseerd op de huidige WTI-SOS data en expert kennis. De oorspronkelijke materiaalparameters en de nieuwe parameters zijn in weergegeven in Tabel 6.9 en Tabel Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken B-13

74 3 dry [kn/m] 3 sat [kn/m] 2 c [kn/m] [] Slib 10,0 10,0 1,0 5,0 Stortsteen 25,0 25,0 0 40,0 Dijksmaat OBO 15,1 15,1 2,45 20,06 Duinkerke naast * 13,2 13,2 2,83 15,23 Duinkerke onder 13,8 13,8 2,83 15,23 Hollandveen naast * 9,85 (in DP39,7 9,85 1,17 19,99 is 10,0 gebruikt) Hollandveen onder 10,0 10,0 9,28 17,23 Zand van Calais 17,0 20,0 0 30,0 Klei van Calais naast * 14,7 14,7 0 21,89 Klei van Calais onder 16,7 16,7 0 21,89 Pleistoceen 17,0 20,0 0 30,0 Niet gebruikt Basisveen 11, ,28 17,23 Klei dijk boven * 16,5 16,5 2,45 20,06 (dijksmateriaal) Zand dijk 18,0 20, *) van deze grondlagen is ook een zgn. c=phi=0 materiaalsoort Tabel 6.9 Gedraineerde parameters c-phi Vol. Gewicht POP POP S [ ] m[ ] (n/d) gem veilig Dijksmaat OBO ,35/0,22 0,92/0,89 30/ /20,5 1 Duinkerke naast ,27/0,21 0,93/0,89 25/18 20/11 1 Duinkerke onder ,27/0,22 Hollandveen naast ,37/0,32 0,89/0,86 25/18 20/11 Hollandveen onder ,37/0,32 2 klei van Calais /18 0,15/0,13 0,92/0,89 naast 20/11 2 klei van Calais ,24/0,23 onder Tabel 6.10 Ongedraineerde parameters s u-ratio en m of POP uit WTI-SOS In de toetsing wordt een materiaalfactor toegepast om tot de rekenwaarde van de materiaalparameter te komen. Voor de verschillende materiaalsoorten is deze weergegeven in Tabel 6.11 en Tabel De materiaalfactoren die gebruikt worden, zijn afgeleid van de huidige kennis uit WTI (Wettelijk Toetsingsinstrumentarium) en DOV (Dijken op Veen) [1]. De rekenwaarde voor S en POP worden bepaald door de karakteristieke waarde te delen door de materiaalfactor, vergelijking (5.1). B-14 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

75 Materiaal Materiaalfactor voor S Veen 1,06 Veen kleiig 1,19 Klei organisch 1,16 Klei met plantenresten 1,25 Klei niet humeus 1,06 Klei zandig 1,10 Dijksmateriaal klei 1,09 Tabel 6.11 Materiaalfactoren voor s u-ratio Materiaal Materiaalfactor voor POP Veen 1,04 Klei 1,03 Tabel 6.12 Materiaalfactoren voor s u-ratio en POP S s k uk, POP Sd ; su, d ; POPd (5.1) m m m Vol. Gewicht S [ ] POP veilig Dijksmaat OBO 15,1 0,20 19,90 Duinkerke naast 13,2 0,18 10,67 Duinkerke onder 13,8 0,19 10,67 Hollandveen naast 9,85 0,30 10,57 Hollandveen onder 10,0 0,30 10,57 Klei van Calais naast 14,7 0,12 10,67 Klei van Calais onder 16,7 0,22 10,67 Tabel 6.13 Gebruikte rekenwaardes voor materiaalparameters In de tweede stap worden de materiaalparameters verkregen uit een analyse van bestaande triaxiaalproeven gebruikt. De relevante parameters zijn weergegeven in Tabel De m-waardes zijn dermate onbetrouwbaar, dat deze niet gebruikt worden. In plaats hiervan worden de waardes in Tabel 6.10 gebruikt. S [ ] m[ ] Dijksmateriaal 0,668 0,89 Duinkerke 0,483 0,89 Veen 0,563 0,86 Calais 0,547 0,89 Tabel 6.14 Ongedraineerde parameters s u-ratio uit triaxiaalproeven Omdat er in D-Geostability 14.1 geen gebruik gemaakt kan worden van een m-waarde, zal gerekend worden met een su-top en su-bottom per laag, welke berekend worden aan de hand van de huidige effectieve verticale korrelspanning. Deze wordt berekend conform vergelijking (5.2). Voor deze waarde wordt ook een aparte materiaalfactor toegepast [2], zie Figuur 6.1. s u m vy, S OCR OCR v, y ' v,i POP (5.2) ' vi, ' vi, Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken B-15

76 Figuur 6.1 Overzicht materiaalfactoren voor ongedraineerde sterkte s u voor veen en klei (alleen geldig voor de Markermeerdijken) [2] B.4 Resultaten In de analyse is gerekend met de volumieke gewichten uit de oorspronkelijke schematisering. Voor de klei, veen en dijksmateriaal zijn in stap 1 de rekenwaardes van de laag-karakteristieke waardes voor de s u -ratio en de rekenwaardes van de laagkarakteristieke waarde van de veilige POP gebruikt. Voor stap 2 is zijn de waardes uit Triaxiaaltesten gebruikt. De resultaten van de stabiliteitsanalyses zijn samengevat in Tabel Afbeeldingen van de schuifvlakken zijn opgenomen als bijlage. Opvallend is dat de sterkteparameters verkregen uit de triaxiaalproeven ver buiten de te verwachte waardes vanuit de literatuur liggen. Deze waardes geven dus ook onwaarschijnlijk hoge veiligheidsfactoren en daarom zijn de resultaten onbetrouwbaar en moeten genegeerd worden. De veiligheidsfactor geeft wel een bovengrens. Loc. DP Schematisering SF oud SF nieuw Ondergrens (WTI-SOS parameters) Zuid 36-0 Uplift-Van 0,81 0,647 3, Uplift-Van 0,83 0,884 2,688 Noord 48-0 Bishop 1,02 0,834 3,024 Uplift-Van 0,99 0,756 3,306 West 79-6 Bishop 0,85 0,805 2,741 SF nieuw Bovengrens (triaxiaalproeven) Tabel 6.15 Resultaten stabiliteitsanalyse macrostabiliteit binnen, oorspronkelijke data en nieuwe data De feitelijke toetsing behelst het vergelijken van de veiligheidsfactor met de minimaal benodigde veiligheidsfactor. Deze is een functie van de veiligheidsnorm (nieuwe normering) B-16 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

77 per locatie en de gebruikte schematisering. Voor het desbetreffende segment, geldt een werkgetal van 300 jaar. De afkeurgrens is 3 x de middenkans. middenkans 1 / 300 per jaar afkeurgrens 1/100 per jaar Voor macrostabiliteit binnenwaarts geldt een faalkansbudget van 4%. Dit komt neer op een kans van 1/2500 per jaar en een vereist betrouwbaarheidsniveau van 1 eisi, (1/ 2500) 3.35 per dijksegment. Op doorsnedeniveau wordt gecompenseerd voor het lengte-effect. Dit resulteert in een toelaatbare faalkans van 1/16833 per jaar. Het vereiste betrouwbaarheidsniveau hierbij is eisi, Voor ongedraineerd rekenen geldt de volgende relatie tussen schadefactor en betrouwbaarheidseis (OI 2014 v2, april 2014) ( 4.8) 0.84 (5.3) n eisi, b De schematiseringfactor wordt aangehouden op 1,1 en de modelfactor ( ) bedraagt 1.00 voor Bishop en 0.95 voor Uplift-Van. Indien er sprake is van opdrukken, bedragen de modelfactoren respectievelijk 1.10 en Er is sprake van opdrukken, dus de veiligheidsfactor zal minimaal 1.01 (Bishop) of 0.97 (Uplift-Van) moeten bedragen. F F( s ; S) (5.4) d u, d d n b r m In het project DOV II wordt ook de levensduurfilosofie (referentieperiode 10 jaar) van een dijk in acht genomen. Voorlopig wordt dit gedaan door de faalkanseis met een factor 10 te vermenigvuldigen. De rest van de stappen zijn gelijk als bovenstaand en resulteert in een schadefactor van 0.82 en een benodigde veiligheidsfactor van 0.99 (Bishop) of 0.94 (Uplift- Van). Het toetsresultaat is weergegeven in Tabel Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken B-17

78 Loc. DP Schematisering SF Ondergrens (WTI-SOS parameters) Tabel 6.16 Toetsing macrostabiliteit binnen (STBI) SF nieuw Bovengrens (triaxiaalproeven) SF eis jaarkansfilosofie SF eis levensduurfilosofie Zuid 36-0 Uplift-Van 0,647 3,196 0,97 0,94 Zuid 39-7 Uplift-Van 0,884 2,688 0,97 0,94 Noord 48-0 Bishop 0,834 3,024 1,01 0,97 Noord 48-0 Uplift-Van 0,756 3,306 0,97 0, West 79-6 Bishop 0,805 2,741 1,01 0,97 B.5 Referenties [1] R.B. Jongejan, T.A. Van Duinen, B. Kuijper, and E. Vastenburg. WTI2017 Beoordeling macrostabiliteit met ongedraineerd materiaalmodel definitief, Deltares rapport Technical report, Deltares, [2] A. Rozing, F. Van den Berg, H. Schelfhout, and E. Calle. Dijken op veen ii, bouwsteen 5: Veiligheidsfilosofie. Technical report, Deltares, B-18 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

79 C Stabiliteitsberekeningen aangepaste bodemopbouw C.1 Introductie Onderdeel 3 bestaat uit het maken van stabiliteitsberekeningen voor dwarsprofielen bij dp 36, dp 48 en dp 79,6. Deze stabiliteitsberekeningen zijn uitgevoerd met de nieuwe informatie uit de diverse uitgevoerde onderzoeken: Sonderingen met waterspanning in de kruin. Bolsonderingen in het achterland. Boringen met veldbeschrijving en laboratoriumclassificatie. Laboratoriumresultaten steekmonsters (volumegewicht). Op basis van het nieuw onderzoek is geconcludeerd dat de huidige schematisering niet overeenkomt met de sonderingen en boringen. Om deze reden is de schematisering aangepast. C.2 Algemene laagopbouw volgens het stochastisch ondergrondmodel (SOS) Het stochastisch ondergrondmodel onderscheidt twee mogelijkheden voor de laagopbouw. Beide scenarios hebben een kans van voorkomen van 50%. Beide scenarios tonen klei, hollandveen, marine klei (zandig) tot NAP -8m. De lagen eronder bestaan uit marien zand (kleiig) of marien zand en marine klei. Hieronder volgt basisveen en Pleistoceen zand. 1D1 Top Dikte aq Max top Min top 1 H_Mp_k -0,5 1,75-0,5-0,5 2 H_Vhv_v -2,25 3,25-1,5-3,5 3 H_Mkw_z&k -5,5 2, H_Mg_zk ,5-8,5 5 H_Vbv_v P_Wdz_zf ,5-15,5 7 P_Rg_zm WL P_Mg_zm Hierin opgenomen ook een dunne (dunner dan 1m) kleilaag bovenop het basisveen Lokaal dunne (~1.5m) Eem-klei aanwezig rond -32m NAP 1D2 Top Dikte aq Max top Min top 1 H_Mp_k -0,5 1,75-0,5-0,5 2 H_Vhv_v -2,25 3,25-1,5-3,5 3 H_Mkw_z&k -5,5 2, H_Mg_zk -8 1,5-7,5-8,5 5 H_Mkw_z&k -9, H_Vbv_v -14,5 0, P_Wdz_zf ,5-15,5 8 P_Rg_zm WL P_Mg_zm Hierin opgenomen ook een dunne (dunner dan 1m) kleilaag bovenop het basisveen Lokaal dunne (~1.5m) Eem-klei aanwezig rond -32m NAP Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken C-1

80 Uit de diverse boringen en sonderingen volgt dat de hollandveenlaag onder het dijklichaam sterkt is samengedrukt, waardoor de kleilaag is meegezakt. De laagindelingen voor de aangepaste schematisering is gedaan op basis van van boringen in de kruin en binnendijks. Zowel veld beschrijvingen als laboratoriumclassificaties zijn hierbij gebruikt. De exacte diepte van de boven- en onderkant van de laag is bepaald uit de sonderingen in de kruin en bolsondering binnendijks. C.3 Schematisering DP 36 Kruin Bovenkant laag [NAP m] Dijks (vn. 1,5 Klei) Binnendijks Bovenkant laag [NAP m] WTI SOS naam Omschrijving Klei -2,8-0,7 H_Mp_k Kleiige getijdenplaat- en kwelderafzettingen Veen -4,0-1,8 H_Vhv_v Veen Klei, zandig -5,7-5,5 H_Mkw_z&k Afzettingen van kleine getijdenplaat- en kweldergeulen Zand, klei -7,7-7,7 H_Mg_zk Uiterst fijn tot matig fijn getijdengeulzand met dunne kleien silt laagjes. Basisveen -13,8-13,8 H_Vbv_v Pleistoceen -14,2-14,2 P_Rg_zm Matig fijn tot zeer grof rivierbeddingszand Opmerkingen: Uit de boringen en sonderingen blijkt niet direct waar de overgang tussen dijksmateriaal en de eerste kleilaag is. Daarom wordt voor de dikte van deze kleilaag aangenomen dat deze onder de dijk dezelfde dikte heeft als naast de dijk. Door de samengedrukte lagen moeten de lagen worden uitgewigd om verschil te kunnen maken tussen de sterkteparameters onder en naast de dijk. C-2 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken

81 C.4 DP 48 Kruin Bovenkant laag [NAP m] Binnendijks Bovenkant laag [NAP m] WTI SOS naam Omschrijving Dijks (vn. Zand) 1,5 Klei -1,8-0,6 H_Mp_k Kleiige getijdenplaat- en kwelderafzettingen Veen -3,7-2,0 H_Vhv_v Veen Klei, zandig -5,7-5,7 H_Mkw_z&k Afzettingen van kleine getijdenplaat- en kweldergeulen Zand, klei -7,8-7,8 H_Mg_zk Uiterst fijn tot matig fijn getijdengeulzand met dunne kleien silt laagjes. Basisveen -13,8-13,8 H_Vbv_v Pleistoceen -14,1-14,1 P_Rg_zm Matig fijn tot zeer grof rivierbeddingszand Opmerkingen: Bij de bolsondering binnendijks lijkt het erop dat de bovenkant van de kleilaag onder het samengedrukte veen dieper ligt dan onder de dijk (enkele decimeters). Aangenomen wordt dat de bovenkant van deze kleilaag op hetzelfde niveau ligt als onder de dijk (op basis van de sonderingen), ca. 1,4 meter dikte. C.5 DP 80 Kruin Bovenkant laag [NAP m] Binnendijks Bovenkant laag [NAP m] WTI SOS naam Omschrijving Dijks (vn. klei) 1,5 Klei -1,0-0,6 H_Mp_k Kleiige getijdenplaat- en kwelderafzettingen Veen -3,5-2,0 H_Vhv_v Veen Klei, zandig -5,7-5,7 H_Mkw_z&k Afzettingen van kleine getijdenplaat- en kweldergeulen Zand, klei -8,2-8,2 H_Mg_zk Uiterst fijn tot matig fijn getijdengeulzand met dunne kleien silt laagjes. basisveen -14,8-14,8 H_Vbv_v Pleistoceen -15,3-15,2 P_Rg_zm Matig fijn tot zeer grof rivierbeddingszand C.6 Stijghoogtes en freatische lijn Gedurende dagelijkse omstandigheden, is de stijghoogte in WVP1 (pleistoceen) NAP - 2,5m. Ten behoeve van de hertoetsing van de Noord en Zuidkade (Arcadis, C ) zijn tussen mei 2012 en mei 2013 is op een vijftal locaties de stijghoogte in het holocene zandpakket gemeten (kruin en binnenteen). Geconcludeerd wordt dat de stijghoogte in dit zandpakket niet gecorreleerd is aan de buitenwaterstand. De stijghoogte varieert hier tussen NAP -1,0 m en NAP -0,6 m. Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken C-3

82 Tijdens een maatgevend hoogwater ligt het toetspeil van het Markermeer op NAP +0,5m. Verwacht wordt dat door de lange duur van dit hoogwater dat er een respons van de stijghoogte in het Pleistocene zand van ongeveer 0,4 tot 0,6 m zal zijn. Het verloop van de stijghoogte over de lagen wordt als volgt geschematiseerd. C.7 Volumiek gewichten en gedraineerde sterkteparameters Volumieke gewichten () zijn afgeleid van het meest recente onderzoek. Bij gebrek aan meetdata (dijksmateriaal) is de waarde afgeleid van de hertoetsing Noordkade in het kader van VNK (*). De gedraineerde parameters c en zijn ook afgeleid uit deze hertoetsing. dry sat c [kn/m 3 ] [kn/m 3 ] [kpa] [ ] Dijksmateriaal klei 15,1* 15,1* 2,45* 20,06* Dijksmateriaal klei 16,5* 16,5* 2,45* 20,06* boven Dijksmateriaal zand 17,0* 19,0* 0 30,00* Aangepast t.o.v. hertoetsing Klei 13,4 13,4 2,83* 15,23* Veen onder 9,5 9,5 9,28* 17,23* Veen naast 9,5 9,5 1,17* 19,99* Klei, zandig 17,2 17,2 0* 21,89* Zand, klei 17,5 17,5 0* 21,89* Basisveen en 16,2 16,2 2,83* 15,23* Eigenschappen gelijkgesteld kleilaag aan klei Pleistoceen 17,0 20,0 0* 30,00* C.8 Verkeersbelasting Er is een verkeersbelasting van 13,0 kn/m 2 aangebracht over een breedte van 2,5 meter. Het fiets-/wandelpad lijkt ongeschikt voor zwaar verkeer, maar tijdens versterkingen zal zwaar verkeer onvermijdelijk zijn. C.9 Resultaten gedraineerde analyse Uplift Van Met de nieuwe schematisering van de laagopbouw en de (gedeeltelijk nieuwe schematiseringen van de) waterspanning zijn de berekeningen opnieuw uitgevoerd met gedraineerde parameters. Voor locatie 36 daalt de veiligheidsfactor, mede doordat er in de oude toetssom gerekend was met een verkeersbelasting van 6,0 kn/m 2. C-4 Gevoeligheidsanalyse ongedraineerd rekenen Omringkade Marken