Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) Ontwerprichtlijn voor WSRL

Transcriptie

1 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) Ontwerprichtlijn voor WSRL

2

3 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) Ontwerprichtlijn voor WSRL Helle Larsen Petar Lubking Joost Breedeveld Deltares, 2013

4

5 Titel Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) Opdrachtgever Waterschap Rivierenland Project Kenmerk GEO-0016 Pagina's 60 Trefwoorden Stabiliteitsschermen, EEM, Plaxis, macrostabiliteit, constructieve sterkte, damwanden, type II constructie, veiligheidsfilosofie, ontwerprichtlijn Samenvatting In Nederland worden ten behoeve van dijkversterking, in het kader van het Hoogwater Beschermingsprogramma (HBWP) en het programma Ruimte voor de Rivier, steeds vaker bijzondere waterkerende constructies toegepast zoals kistdamwanden, lange (on)verankerde damwanden (inclusief buispalen) en diepwanden. Hiermee wordt de macrostabiliteit van het binnentalud van de dijk (al dan niet met opdrijven) verbeterd. Waterschappen en ingenieursbureaus hebben daarom behoefte aan een concrete en eenduidige ontwerpmethodiek voor dergelijke constructies. Wegens het ontbreken van een dergelijke methodiek heeft Waterschap Rivierenland (WSRL) aan Deltares gevraagd om een ontwerprichtlijn op te stellen, die toegepast kan worden voor het ontwerpen van zogenaamde type II stabiliteitsschermen (volgens de definitie van Leidraad Kunstwerken) die bij dijkversterkingen in WSRL in voorbereiding zijn. Type IIconstructies zijn constructies die in combinatie met een grondconstructie de waterkerende functie moeten vervullen. Deze ontwerprichtlijn geldt daarom voor stabiliteitsschermen (zoals lange (on)verankerde damwanden, inclusief buispalen) die in de binnenkruin, binnenteen of daartussen worden geplaatst. Bij plaatsing in de binnenkruinlijn dient minimaal 3 m kruinbreedte aan de rivierzijde van het scherm aanwezig te zijn. Het scherm is al dan niet verankerd en de kop van het scherm wordt in het algemeen onder maaiveld afgewerkt. In de richtlijn wordt beschreven hoe de berekeningen voor het ontwerp van deze stabiliteitsschermen voor het verbeteren van de binnenwaartse macrostabiliteit van primaire keringen bij de dijkversterking Kinderdijk- Schoonhovenseveer (KIS) moeten worden uitgevoerd. Hierbij zijn pragmatische oplossingen voor geconstateerde witte vlekken gegeven. Doel van deze ontwerprichtlijn is het beschrijven van een werkwijze die voldoende robuust is, maar tevens sober en doelmatig, zodat zowel WSRL als HWBP met deze methode kunnen instemmen. Daarna zal de richtlijn breed beschikbaar worden gesteld. Dit rapport pretendeert een eenduidige ontwerprichtlijn te zijn primair toegespitst op dijkversterking KIS in WSRL. Bij dit rapport hoort een achtergronddocument Ontwerp (type II) stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen, Achtergronddocument bij ontwerprichtlijn WSRL, Deltares kenmerk GEO Hierin zijn de uitwerkingen weergegeven van de witte vlekken. Het berekenen van stabiliteitsschermen met EEM is complex, ook mét deze ontwerprichtlijn. Om de werkbaarheid te ondersteunen is een volledig uitgewerkt voorbeeld bijgevoegd Ontwerp (type II) stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen, Voorbeeldcase, Deltares kenmerk GEO De ontwerprichtlijn, die mede tot stand is gekomen met bijdragen van Royal Haskoning-DHW (met name betreffende het instabiele binnentalud (paragraaf 4.3.3) en Witteveen+Bos (met name ontwerpaspecten (zie hoofdstuk 6) en het daarbij behorende achtergrondenrapport dient te worden gezien als groene versie. De richtlijn is in maart 2013 door ENW geaccordeerd De ontwerprichtlijn dient te worden gezien als groene versie. Dit akkoord Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

6

7 Inhoud 1 Inleiding Aanleiding Doelstelling Status ontwerprichtlijn Leidraad Kunstwerken (2003) Kookboek Lange Damwanden (2003) Technisch Rapport Eindige Elementen Methode (2010) Nieuwe ontwikkelingen bijzondere constructies (2010 en verder) Status ontwerprichtlijn voor stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) Leeswijzer Gebruikte afkortingen 7 2 Veiligheidsfilosofie Algemeen Betrouwbaarheidsindex Basisuitgangspunt constructief versterkte dijk Globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken Vereiste veiligheid tegen bezwijken constructieve elementen Partiële veiligheidsfactoren Modelfactor ( d ) Materiaalfactor ( m ) Schadefactor ( n ) Schematiseringsfactor ( b ) Modelleren van materiaalgedrag Stijfheidsgedrag grond Sterktegedrag grond Vervormingen van dijk en constructie 26 3 Randvoorwaarden ontwerp Algemene gegevens Randvoorwaarden omgeving Geometrische gegevens Gegevens omgevingsbeïnvloeding Randvoorwaarden belasting Hydraulische randvoorwaarden Overige belastingen Randvoorwaarden sterkte Geotechnische randvoorwaarden Geohydrologische randvoorwaarden Constructieve randvoorwaarden 33 4 Berekeningsmethodiek EEM-analyse Opzet mesh Rekenfasering basisberekening UGT: veiligheid tegen geotechnisch en constructief bezwijken BGT: vervormingen 37 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) i

8 4.3 Toelichting op (numerieke) aspecten Gedraineerd vs ongedraineerd Numerieke aspecten Instabiel binnentalud 40 5 Eisen aan ontwerp Globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken Toets macrostabiliteit constructief versterkte waterkering (UGT) Toets verticale draagkracht Toetsvervormingen constructief versterkte waterkering (BGT) Veiligheid tegen bezwijken constructieve elementen Rekenwaarde van snedekrachten Toets constructieve sterkte damwand Toets constructieve sterkte verankering Toets uittrekkracht groutlichaam Toets constructieve sterkte gording Toetsen snijden van grond rondom constructieve elementen 52 6 Uitvoerings- en ontwerpaspecten Ontwerp in relatie met de uitvoerings- en gebruikssituatie Risico s bij het inbrengen van stalen damwanden Risico s beïnvloeding geohydrologische situatie Constructieve aspecten Openingen in de damwand Hoogte damwanden Plasticiteit in stalen onderdelen Ankerconstructies Gordingen Uitvoeringsaspecten verankerde damwanden bij KIS Installatie van damwanden Installatie van ankers 57 7 Referenties 59 Bijlage(n) A Sterkte- en stijfheidsparameters dijkversterking KIS A-1 B Stappenplan schematiseringsfactor B-1 B.1 Stap 1: Opstellen van een eerste gekozen basisschematisatie B-1 B.2 Stap 2: Identificeren onzekerheden en inschatten kans van voorkomen B-1 B.3 Stap 3: Bepalen of schematisatie veilig genoeg is B-5 B.4 Stap 4: Aanpassen basisschematisatie en controleren schematiseringsfactor B-6 B.5 Stap 5: Berekening benodigde constructieve sterkte in Plaxis B-7 B.6 Stap 6: Controle berekening bereikte veiligheid van de waterkering: B-7 C Gevoeligheidsanalyse additionele veiligheidsfactoren constructieve sterkte C-1 D Stabiliteits- en sterktecriteria bij lange damwanden in dijken D-1 ii Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

9 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) iii

10

11 1 Inleiding 1.1 Aanleiding In Nederland worden ten behoeve van dijkversterking steeds vaker bijzondere waterkerende constructies toegepast zoals kistdammen, lange (on)verankerde damwanden en diepwanden. Met deze constructieve versterking wordt de macrostabiliteit van het binnentalud van de dijk (al dan niet met opdrijven) verhoogd. Ontwikkeling Kookboek en TREEM In 2003 is specifiek voor de constructieve dijkversterking in de Krimpenerwaard een ontwerprichtlijn ontwikkeld. Dit zogenaamde Kookboek Lange Damwanden, in het vervolg afgekort tot Kookboek, is opgenomen in Bijlage D. Het idee achter de ontwikkeling van dit Kookboek is dat moet worden aangesloten op de veiligheidsfilosofie voor dijken, en dat een stabiliteitsscherm in een primaire waterkering dient te worden ontworpen vanuit de benadering van faalmechanismen van een klassieke gronddijk. Het constructief bezwijken is namelijk in hoge mate afhankelijk van de grondmechanische stabiliteit van het dijklichaam, zeker onder opdrijfcondities. Dit is ook de reden dat de methode van het Kookboek is gebaseerd op analyses op basis van de Eindige Elementen Methode. Sinds 2003 is er veel veranderd. In 2006 is het Kookboek, in het kader van de constructieve dijkversterking Bergambacht-Schoonhoven in de Krimpenerwaard, uitgebreid en vernieuwd met de stappen zoals die gaandeweg voor de dijkversterking Nederlek zijn ontwikkeld. Daarnaast groeide de behoefte aan een toetsrichtlijn in het kader van de wettelijke toets voor de primaire waterkeringen. Dit leidde in 2010 tot Technisch Rapport Analyse Macrostabiliteit van Dijken met de Eindige Elementen Methode, kortweg TREEM, welke specifiek voor het toetsen (dus niet ontwerpen) van eenvoudige dijkversterkende constructies is geschreven. Gaandeweg de ontwikkelingen op het gebied van constructieve dijkversterking zijn diverse witte vlekken voor het ontwerpen van stabiliteitsschermen geconstateerd. Hoogwaterbeschermingsprogramma en Ruimte voor de Rivier In het kader van het Hoogwater Beschermingsprogramma en het programma Ruimte voor de Rivier zijn er op dit moment veel dijkversterkingsprojecten in voorbereiding. In verscheidene projecten komen bijzondere waterkerende constructies voor. Waterschappen en ingenieursbureaus hebben daarom behoefte aan een concrete en eenduidige ontwerpmethodiek. Het invullen van de witte vlekken daarin via het onderzoeksprogramma Sterkte en Belastingen Waterkeringen heeft een te lange doorlooptijd om hier nog gebruik van te kunnen maken. Uitwerking Ontwerprichtlijn voor Waterschap Rivierenland Wegens het ontbreken van een eenduidige ontwerpmethodiek (zie ook paragraaf 1.3) voor stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen heeft Waterschap Rivierenland aan Deltares gevraagd om een ontwerprichtlijn uit te werken specifiek voor het dijkversterkingsproject KIS (Kinderdijk Schoonhovense Veer). Deze richtlijn dient te kunnen worden gebruikt bij het ontwerpen van zogenaamde type II stabiliteitsschermen (zie toelichting in paragraaf 1.2) die bij de in voorbereiding zijnde dijkversterkingen in WSRL zal worden toegepast. In dit verband zijn een aantal van de witte vlekken in de ontwerpmethodiek (versneld) behandeld. Deze methodiek berust op het eerder genoemde Kookboek, aangevuld met de opgebouwde kennis met betrekking tot de invloed van zakkende grond op ankerstangen en een uitwerking van een aantal van de witte vlekken. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 1 van 60

12 1.2 Doelstelling In de voorliggende ontwerprichtlijn wordt beschreven hoe de ontwerpberekeningen voor stabiliteitsschermen (type II) het verbeteren van de binnenwaartse macrostabiliteit van de primaire waterkeringen bij de dijkversterking Kinderdijk-Schoonhovenseveer moeten worden uitgevoerd. Hierbij is een oplossing voor de geconstateerde witte vlekken gegeven. Deze richtlijn behandeld de verankerde damwand, maar kan ook worden toegepast voor de onverankerde damwand. Type II constructies zijn volgens de definitie van Leidraad Kunstwerken constructies die in combinatie met een grondlichaam de waterkerende functie dienen te vervullen (zie Figuur 1.1), zoals lange (on)verankerde damwanden (inclusief buispalen). Figuur 1.1 Principe stabiliteitsscherm als type II constructie volgens definitie Leidraad Kunstwerken Deze ontwerprichtlijn geldt voor stabiliteitsschermen die in de binnenkruin, binnenteen of daartussen worden geplaatst. Bij plaatsing in de binnenkruinlijn dient minimaal 3 m kruinbreedte aan de rivierzijde van het scherm aanwezig te zijn. Het scherm is al dan niet verankerd en de kop van het scherm wordt in het algemeen onder maaiveld afgewerkt. Ter verduidelijking van deze doelstelling worden hierbij de volgende opmerkingen geplaatst: Dit rapport pretendeert niet een compleet Technisch Rapport te zijn waarin alle ontwerpaspecten worden behandeld. Waar mogelijk wordt namelijk verwezen naar andere relevante Technische Rapporten en andere relevante documenten. 2 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

13 Dit rapport pretendeert wel een eenduidige ontwerprichtlijn te zijn primair toegespitst op dijkversterking Kinderdijk-Schoonhovenseveer in WSRL, Voor landelijke toepassing dient men rekening te houden met de ENW aanbevelingen zoals in paragraaf zijn weergegeven. Waar uitgangpunten of randvoorwaarden specifiek voor dijkversterking Kinderdijk-Schoonhovenseveer gelden, is dit aangegeven en is richting gegeven hoe hiermee voor andere dijkversterkingen in Nederland kan worden omgegaan. Voor type I constructies volgens de definitie van Leidraad Kunstwerken, dat wil zeggen constructies die volledig zelfstandig de waterkerende functie moeten vervullen (zoals onverankerde diepwanden), zal een aparte ontwerprichtlijn verschijnen. 1.3 Status ontwerprichtlijn Alvorens de status van deze ontwerprichtlijn wordt toegelicht (zie subparagraaf 1.3.5) worden in de paragrafen t/m de in het verleden en momenteel lopende ontwikkelingen gegeven Leidraad Kunstwerken (2003) Het ontwerp van een stalen damwand in een waterkering moet uiteraard op de vigerende regelgeving zijn gebaseerd. De vigerende leidraad voor het ontwerpen van bijzondere waterkerende constructies is in principe de Leidraad Kunstwerken uit Deze is opgesteld door TAW (nu ENW), een platform van deskundigen op het gebied van beveiliging tegen overstromingen dat verantwoordelijk is voor alle Leidraden en Technische Rapporten die worden gebruikt bij het ontwerpen van primaire waterkeringen. De veiligheidsfilosofie in de Leidraad Kunstwerken uit 2003 is geheel gebaseerd op de faalmechanismen van een kunstwerk: waterbezwaar en constructief bezwijken. Voor het dimensioneren van de stalen damwand verwijst deze leidraad naar [CUR ]. In deze CUR-publicatie wordt aanbevolen om rekening te houden met de eisen die gelden voor waterkeringen. Het lastige met deze aanbeveling is dat deze boodschap slechts summier is behandeld, en dat het interpreteren hiervan verder aan de gebruiker wordt overgelaten. Dit kan tot zeer uiteenlopende zwaarten van constructies leiden, met name als er sprake is van opdrijven Kookboek Lange Damwanden (2003) In dezelfde periode waarin de Leidraad Kunstwerken uit 2003 verscheen, werd door Deltares een ontwerpmethodiek voor verankerde damwanden in waterkeringen ontwikkeld. Deze methodiek werd ontwikkeld voor een specifieke dijkversterking in de Krimpenerwaard. De ontwikkeling van deze methodiek is begeleid door een werkgroep (met diverse waterschappen, RWS-DWW, Provincie Zuid-Holland, Fugro en Deltares). Deltares heeft deze methodiek verwoord in het Kookboek Lange Damwanden uit 2003, zie Bijlage D. Het idee achter de ontwikkeling van dit zogenaamde Kookboek was dat bij het ontwerpen van deze bijzondere waterkerende constructies op de veiligheidsfilosofie van dijken moest worden aangesloten. En dat stabiliteitsschermen in waterkeringen vanuit de benadering van de faalmechanismen van een klassieke gronddijk dienden te worden ontworpen. Constructief bezwijken van een stabiliteitsscherm is namelijk in hoge mate afhankelijk van de grondmechanische stabiliteit van het dijklichaam, zeker in geval van een opdrijfsituatie. Dit was ook de reden dat de methodiek van het Kookboek werd gebaseerd op een analyse in PLAXIS, een rekenmodel dat is gebaseerd op de Eindige Elementen Methode. Uitgangspunt van het Kookboek was dat de combinatie van dijk en constructie minstens zo veilig moest zijn als een klassieke dijkversterking met grond, maar niet structureel veiliger. Daarom werd het Kookboek uitgewerkt tegen de achtergrond van het onderliggende veiligheidsmodel van de destijds vigerende Leidraad voor het Ontwerpen van Rivierdijken deel 2 [TAW 1989]. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 3 van 60

14 Het idee van het Kookboek was ontstaan tijdens het ontwikkelen van een ontwerpmethodiek voor korte damwanden, die diep onder het maaiveld worden geïnstalleerd. Het principe van de korte damwand vereiste een andere aanpak dan die met het ontwerpgereedschap dat begin 2000 gebruikelijk was, namelijk het ontwerpen van een damwand met het programma MSheet (tegenwoordig D-Sheet Piling). Het ontwerpen van de korte damwand vereiste een meer geavanceerde aanpak (met PLAXIS) Technisch Rapport Eindige Elementen Methode (2010) In de periode is door Deltares (in samenwerking met Haskoning, Fugro, DHV en PLAXIS) in het kader van het onderzoeksprogramma Sterkte en Belastingen Waterkeringen een richtlijn ontwikkeld voor het toetsen op basis van de Eindige Elementen Methode van de binnenwaartse macrostabiliteit van primaire waterkeringen versterkt met eenvoudige constructieve elementen zoals (on)verankerde damwanden. Tot dan toe stond een aantal zaken de geotechnisch adviseur in de weg om met een rekenmodel op basis van de Eindige Elementen Methode (zoals PLAXIS) eenduidig de binnenwaartse macrostabiliteit van primaire waterkeringen en de sterkte van de daarin aanwezige constructieve elementen te toetsen: De analyses sloten niet goed aan bij de geldende veiligheidsfilosofie, die volledig op het gebruik van analytische stabiliteitsanalyses was gericht. Het gebruik van rekenmodellen op basis van de Eindige Elementen Methode biedt veel (geavanceerde) mogelijkheden voor het beschrijven van het grondgedrag. Dit was een van de oorzaken voor het feit dat verschillende adviseurs aan de hand van analyses niet alleen tot verschillende berekeningsresultaten kwamen, maar ook tot verschillende toetsoordelen of grote verschillen in het ontwerp van dijkversterkingen. Er was nog geen bruikbare richtlijn (bestaande uit een veiligheidsfilosofie en een bijbehorend stappenplan) voor het gebruik van rekenmodellen op basis van de Eindige Elementen Methode bij het toetsen op macrostabiliteit. Dit laatste was van groot belang. Bij de beoordeling van de veiligheid van een primaire waterkering is namelijk de combinatie van de veld- en laboratoriumproeven, interpretatie van deze proeven, gebruikte rekenmodellen en veiligheidsfactoren van belang. Om een juiste uitspraak over de veiligheid te kunnen doen moeten deze onderdelen altijd in samenhang worden bezien. Met als gevolg dat aan de hand van een analyse op basis van de Eindige Elementen Methode niet eenduidig kon worden aangegeven of het wettelijk vereiste veiligheidsniveau in voldoende mate was gewaarborgd. Wat tot dan toe een drempel vormde voor het gebruik en de acceptatie van de Eindige Elementen Methode als toetsingsinstrument Nieuwe ontwikkelingen bijzondere constructies (2010 en verder) In het recente verleden is onderzoek gedaan naar de verschillen in de aan te houden veiligheidsfilosofie conform Leidraad Rivieren (2007) en Leidraad Kunstwerken (2003) voor de innovatieve technieken Dijkdeuvels en Mixed-In-Place, die eveneens tot doel hebben de macrostabiliteit van een dijk te verbeteren. Uit ontwerpen met deze innovatieve technieken is gebleken dat de verschillen tussen beide leidraden, in veiligheidsfilosofie en daarbij horende uitgangspunten, een aanzienlijke invloed hebben op het ontwerp met deze technieken en daarmee ook de kosten hiervan. De oorzaak hiervan is niet dat deze leidraden uitgaan van sterk verschillende eisen voor de constructieve veiligheid in termen van toelaatbare faalkansen per jaar. Maar wel dat in deze leidraden verschillend wordt omgegaan met de vertaalslag van toelaatbare faalkansen per jaar naar partiële veiligheidsfactoren op belasting en sterkte. 4 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

15 In de aanpak volgens de Leidraad Kunstwerken wordt de toelaatbare faalkans per jaar eerst omgerekend tot een toelaatbare faalkans in de geplande levensduur. Aan de hand hiervan worden partiële belasting en sterktefactoren bepaald. Op deze wijze wordt bewerkstelligd dat de werkelijke faalkans gedurende de levensduur, van zeg N jaar, ook gelijk is aan de toelaatbare faalkans tijdens de levensduur is die gelijk is aan N keer de toelaatbare faalkans per jaar. Deze werkwijze is overigens conform de Eurocode. In de aanpak volgens de Leidraad Rivieren (althans het Technisch Rapport Waterkerende Grondconstructies en het addendum hierbij) worden de partiële veiligheidsfactoren zodanig bepaald dat in elk jaar van de levensduur aan de toelaatbare faalkans wordt voldaan. Dit is een conservatieve benadering, omdat daardoor de werkelijke faalkans gedurende de levensduur, van zeg N jaar, veel kleiner is dan de toelaatbare faalkans gedurende de levensduur. Duidelijk is dat een uniforme en eenduidige benadering wenselijk is voor het ontwerpen van bijzondere waterkerende constructies. De benadering (qua veiligheidsfilosofie) conform Leidraad Kunstwerken valt te prefereren, omdat: In deze veiligheidsfilosofie wordt op logische wijze rekening gehouden met de correlatie van de sterkte van waterkeringen gedurende de levensduur. Met deze veiligheidsfilosofie worden voordelen behaald bij het ontwerpen en toetsen en met deze veiligheidsfilosofie wordt op een logische manier aangesloten op de algemene regelgeving voor veiligheid van bouwconstructies volgens de Eurocode. Een afstemming van de twee leidraden dient echter nog plaats te vinden. Hiervoor moet nog een goed format worden ontwikkeld, waarbij er meer uniformiteit tussen deze leidraden wordt bereikt. Bij deze afstemming dienen onder andere de materiaalfactoren, de schadefactoren en de extra veiligheidsfactoren op de belasting nader op elkaar te worden afgestemd 1. Ook ligt het voor de hand om het Kookboek hierin mee te nemen. De verwachting is dat deze afstemming nog enige tijd in beslag zal nemen. Dit is ook de reden dat er door Waterschap Rivierenland voor is gekozen om de onderliggende ontwerprichtlijn te baseren op de huidige uitgangspunten van het Kookboek, dus de benadering waarbij niet met toelaatbare faalkansen voor de levensduur wordt gewerkt. N.B. In het onderzoek naar de innovatieve technieken Dijkdeuvels en Mixed-In-Place is een aanpak vastgelegd op basis waarvan deze technieken voorlopig kunnen worden gedimensioneerd. Hierin wordt uitgegaan van een werkwijze volgens Leidraad Kunstwerken, inclusief extra belasting- en materiaalfactoren. Voor meer informatie hierover wordt verwezen naar de rapportage [INSIDE 2011] Status ontwerprichtlijn voor stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) Zoals aangegeven in de voorgaande subparagraaf zijn er nieuwe ontwikkelingen gaande voor wat betreft het ontwikkelen van een uniforme en eenduidige benadering ten behoeve van het ontwerpen van bijzondere waterkerende constructies uitgaande van de levensduurfilosofie conform LK. Deze ontwikkeling heeft overigens ook betrekking op de aanpak bij het ontwerpen van gronddijken. Bij het opstellen van deze ontwerprichtlijn waren deze ontwikkelingen echter nog niet voldoende ver gevorderd om hierop te kunnen anticiperen. Dit vormt de eerste reden om de richtlijn te baseren op het principe van het 1. De LR zelf hoeft niet aangepast te worden. Dit betreft het daaronder vallende TRWG met addendum. De LK staat al op de nominatie te worden geactualiseerd. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 5 van 60

16 Kookboek (dit betreft de jaarkans benadering zoals in LR 2 is aangehouden). Opgemerkt wordt dat de keuze van de levensduurfilosofie wel zal leiden tot lagere partiële factoren op de sterkte, maar dat er bij die aanpak wel rekening dient te worden gehouden met hogere hydraulische belastingen 2, Echter, per saldo leidt dit tot voordeliger constructieve ontwerpen, hoewel de winst niet altijd groot zal zijn. Het verdient de aanbeveling om het ontwerpen van bijzondere constructies te baseren op ontwerpeisen en uitgangspunten die uiteindelijk in het Voorschrift Toetsen op Veiligheid zullen worden gesteld. De verwachting is dat de aanpak in deze ontwerprichtlijn voor stabiliteitsschermen hier van alle genoemde methoden het dichtst bij in de buurt zal liggen. Formele toetsing zal in de nabije toekomst conform het TREEM moeten worden uitgevoerd. De ontwerprichtlijn is volledig in lijn met het TREEM. Doel van deze ontwerprichtlijn is het beschrijven van een werkwijze die voldoende robuust is, maar tevens sober en doelmatig. Dit rapport pretendeert een eenduidige ontwerprichtlijn te zijn, primair toegespitst op dijkversterking KIS in WSRL. Bij dit rapport hoort een achtergrond document Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie), Achtergronddocument bij ontwerprichtlijn WSRL, Deltares kenmerk GEO Hierin zijn de uitwerkingen weergegeven van de witte vlekken. Het berekenen van stabiliteitsschermen met EEM is complex, ook mét deze ontwerprichtlijn. Om de werkbaarheid te ondersteunen is een volledig uitgewerkt voorbeeld bijgevoegd Ontwerp (type II) stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen, Voorbeeldcase, Deltares kenmerk GEO De richtlijn is in maart 2013 door ENW geaccordeerd. De ontwerprichtlijn dient te worden gezien als groene versie. Hierbij zijn echter de volgende kanttekeningen geplaatst waarmee de gebruiker van deze richtlijn rekening mee dient te houden. De ontwerprichtlijn kan worden gebruikt voor projecten binnen WSRL. Enkele invullingen zijn specifiek voor WSRL. In de ontwerprichtlijn is dit aangegeven. Voor landelijke toepassing dient men deze invullingen per project specifiek in te vullen, te onderzoeken c.q. af te leiden. Voor de gewenste landelijke toepassing van de ontwerprichtlijn als aanvulling op bestaande handboeken verdient het zodoende aanbeveling 1 de richtlijn middels een proef (door derden) te toetsen op werkbaarheid en compleetheid (een casus buiten het beheersgebied van WSRL); 2 een consequentie analyse van de toepassing uit te voeren (dit kan binnen genoemde proeftoets); Ad 1 en 2: In het kader van de doorontwikkeling van het TREEM en de ontwerprichtlijn is het van belang voor de werkbaarheid en compleetheid dat voor meer representatieve gevallen voorbeeldcases worden gegeven. Duidelijk is dat één voorbeeld (zoals weergegeven: Ontwerp (type II) stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen, Voorbeeldcase, Deltares kenmerk GEO-0013) niet alle gevallen afdekt. Het is ook van belang dat vergelijkende berekeningen worden uitgevoerd met de oude beschikbare methode volgens Handboek damwanden (CUR 166) met gebruikmaking van DSheetpiling teneinde de consequenties van het gebruik van de nieuwe ontwerprichtlijn beter te kunnen inschatten. Het is belangrijk dat bovengenoemde binnen de lopende dijkversterkingsprojecten, vallend onder 2. Zie verder Veiligheidsfilosofie dijkversterkingsopties, Ed Calle en Martin van der Meer, juni van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

17 het HWBP, wordt uitgevoerd. In overleg met TM HWBP dienen hierover afspraken te worden gemaakt. Verder wordt opgemerkt dat het voor relatief eenvoudige gevallen (buiten WSRL) niet altijd noodzakelijk zal zijn om deze ontwerprichtlijn te gebruiken. Hierbij word gedacht aan: Gevallen waarbij de waterspanningen in de ondergrond niet complex zijn en waar opdrijven van het pakket slappe grondlagen binnendijks niet speelt. Een voorbeelden kan een erosiescherm in de buitenkruinlijn zijn. Ook gevallen waarbij de veiligheidsnorm relatief groot is. Voorbeeld hiervan zijn constructies in de Maaskaden in Limburg (waar een minder zware norm wordt gehanteerd en waar risico s van overstroming en de kosten van een dergelijke constructie relatief klein kunnen zijn), Hiervoor kunnen indien gedegen onderbouwd, eenvoudiger methoden worden toegepast, bijvoorbeeld met gebruikmaking van DSheetPiling. Dit dient uiteraard te worden afgestemd met het TM van HWBP en het betreffende waterschap. Tot slot wordt opgemerkt dat het belangrijk is dat ervaring wordt opgedaan met deze ontwerprichtlijn en in de nabije toekomst met het TREEM (en wordt teruggekoppeld met de makers) zodat consequenties, robuustheid en werkbaarheid duidelijk wordt. Hiermee kan de ontwerprichtlijn en/of het TREEM in de toekomst worden verbeterd. Het TM van HWBP speelt hierin een belangrijke rol (zie ook punt 2 en 3). 1.4 Leeswijzer In hoofdstuk 2 wordt de gehanteerde veiligheidsfilosofie toegelicht, waarop de berekeningsmethodiek van de EEM-analyse (hoofdstuk 4) en de eisen aan het ontwerp (hoofdstuk 5) zijn gebaseerd. Hierbij wordt duidelijk onderscheid gemaakt tussen de veiligheid tegen geotechnisch bezwijken van de constructief versterkte waterkering als geheel, en de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen. Daarna worden in hoofdstuk 3 de randvoorwaarden voor het ontwerp op een rijtje gezet, die voorafgaand aan de EEM-analyse in kaart moeten worden gebracht. Hierbij wordt onder meer onderscheid gemaakt tussen de randvoorwaarden met betrekking tot de belasting op de waterkering, en de randvoorwaarden die de sterkte van de waterkering bepalen. Uiteindelijk wordt ingegaan op de specifieke berekeningsmethodiek bij gebruik van EEManalyses (hoofdstuk 4) respectievelijk de toetsingen die moeten worden uitgevoerd om te verifiëren of het ontwerp aan de eisen voldoet (hoofdstuk 5). In hoofdstuk 6 wordt nader ingegaan op ontwerp- en uitvoeringsaspecten die van belang zijn voor de ontwerp- en de realisatiefase. 1.5 Gebruikte afkortingen De volgende afkorting worden in het vervolg van de onderliggende ontwerprichtlijn gebruikt: BAS BGT EEM EGO ENW HCO HHSS HWBP Bergambacht-Schoonhoven Bruikbaarheidsgrenstoestand EindigeElementenMethode Evaluatie Grondmechanisch Onderzoek Expertise Netwerk Waterkeringen Handreiking Constructief Ontwerpen Hoogheemraadschap van Schieland Hoogwater Beschermingsprogramma Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 7 van 60

18 KIS Kinderdijk-Schoonhovenseveer Kookboek Kookboek Lange Damwanden, 2003 LK Leidraad Kunstwerken, 2003 LOR2 Leidraad Ontwerpen van Rivierdijken deel 2, Benedenrivierengebied, 1989 LR Leidraad Rivieren, 2007 MHW Maatgevend Hoogwater MIP Mixed In Place PZH Provincie Zuid-Holland RvR Ruimte voor de Rivier RWS-DWW Rijkswaterstaat-Dienst Weg- en Waterbouw RWS-WD Rijkswaterstaat-Waterdienst TR Technisch Rapport TREEM TR Analyse macrostabiliteit dijken met Eindige Elementen Methode, 2010 TRGS TR Grondmechanisch Schematiseren (verwacht ) TRMD TR Macrostabiliteit bij Dijken (verwacht ) TROR TR Ontwerpbelastingen voor het Rivierengebied, 2007 TRWD TR Waterspanningen in Dijken, 2004 TRWG TR Waterkerende Grondconstructies, 2001 TRWG-Ad Addendum behorende bij TR Waterkerende Grondconstructies, 2007 UGT uiterste grenstoestand WSHD Waterschap Hollandsche Delta WSRL Waterschap Rivierenland WTI Wettelijk Toetsingsinstrumentarium 8 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

19 2 Veiligheidsfilosofie 2.1 Algemeen De onderliggende veiligheidsfilosofie van de richtlijn voor het ontwerpen van stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen is gebaseerd op de LOR2 dan wel LR 3. Op deze veiligheidsfilosofie is ook het TREEM gebaseerd. De hier behandelde constructies zijn stabiliteitsschermen ten behoeve van de binnenwaartse macrostabiliteit van waterkeringen (zie ook paragraaf 1.2), waardoor is aangesloten op de veiligheidsfilosofie voor dijken. Opgemerkt wordt dat er bij de vaststelling van de faalkans per jaar van de totale constructie qua opzet wel, maar praktisch geen substantieel verschil is tussen LK en LOR2/LR. Wel is er verschil in aanpak in de verdere uitwerking ten behoeve van het constructief ontwerpen. Partiële veiligheidsfactoren voor belasting en sterkte worden volgens de LK afgeleid op basis van de toelaatbare faalkans in de levensduur en volgens de LOR2/LR op basis van de toelaatbare faalkans per jaar. Omdat het in de onderliggende richtlijn gaat om ontwerpen, is een aantal wijzigingen ten opzichte van TREEM [SBW EEM-num 2009] opgenomen. Deze hebben meestal overeenkomsten met de oude methodiek uit het Kookboek. Deze richtlijn behandelt hoe de ontwerpberekeningen voor stabiliteitsschermen voor het verbeteren van de binnenwaartse macrostabiliteit bij dijkversterking KIS moeten worden uitgevoerd. Hierbij wordt verondersteld dat overige faalmechanismen aan de daarvoor geldende eisen voldoen. Indien de toepassing van constructieve maatregelen andere faalmechanismen kunnen beïnvloeden, dan dient het effect hiervan te worden beschouwd. Negatieve effecten door het toepassen van constructieve maatregelen mogen niet leiden tot afkeuring ten aanzien van overige faalmechanismen, tenzij het ontwerp hierin voorziet. De in deze richtlijn uitgewerkte eisen en veiligheidsfactoren zijn specifiek voor het project KIS. Voor andere projecten geldt dat conform de aanpak in het Kookboek specifieke eisen kunnen worden afgeleid, op basis van de norm voor de dijkring, dijkringlengte en specifieke kenmerken van de damwandconstructie (voor zover die afwijken van de constructie in het kookboek). Bij dit laatste moet via het opstellen van faalscenario's en een faalboom analyse een passende verdeling van de beschikbare faalruimte over onderdelen van de constructie worden gevonden. Er wordt opgemerkt dat er, conform vigerende leidraden, niet meer zou mogen worden ontworpen met gebruikmaking van celproeven. RWS-WD staat echter toe dat er onder strikte voorwaarden (tot uiterlijk december 2012) wél met celproeven mag worden ontworpen, zie de memo Bepaling van schuifsterkte parameters ten behoeve van dijkversterkingsprojecten HWBP (cel-, triaxiaalproeven) van RWS-WD. 3. En het bij de LR behorende TRWG met Addendum Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 9 van 60

20 2.2 Betrouwbaarheidsindex Faalkansruimte totale constructie Zoals in paragraaf 2.1 is genoemd, is de onderliggende veiligheidsfilosofie van de richtlijn voor het ontwerpen van stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen gebaseerd op de aanpak conform LOR2 dan wel LR. Het Kookboek is destijds gebaseerd op LOR2. Bij het Kookboek is het uitgangspunt bij een met constructieve elementen versterkte waterkering dat voor de totale constructie eenzelfde faalkansruimte beschikbaar is als voor een klassieke gronddijk. Dit houdt in dat dezelfde veiligheid tegen macro-instabiliteit wordt vereist. Bij dijkversterking KIS betekent dit een toelaatbare bijdrage aan de faalkans van de waterkering (dijkdoorbraak) door instabiliteit van het binnentalud van 1/100 van de normfrequentie (van 1/2.000) voor de ontwerpwaterstand. Deze toelaatbare bijdrage aan de faalkans is beschikbaar per te versterken dijkvak en per jaar. Dit komt overeen met een faalkans van per dijkvak per jaar en een (hiermee corresponderende) vereiste betrouwbaarheidsindex van = 4,4 voor de totale constructie. De keuze van 1/100 keer de normfrequentie is destijds (2003) in het kookboek ingegeven door de LK, waar als toelaatbare faalkans per jaar voor een kunstwerk ook uitgegaan wordt van deze waarde. Aan de destijds vigerende LOR2 kon namelijk (formeel) niet expliciet een toelaatbare faalkans worden ontleend; De keuze in het kookboek had dus enigszins het karakter van een kunstgreep, die overigens goed verdedigbaar is in het licht van latere ontwikkelingen in het kader van de LR. De gedachte bij het opstellen van het kookboek was ook dat het om lokale versterkingen met lange damwanden zou gaan. Om die reden is geen rekening gehouden met lengte-effect. Wanneer het gaat om langere strekkingen moet wel rekening gehouden worden met lengteeffect. De LK schrijft voor dat voor constructies met een strekkingslengte groter dan 100 meter, de vereiste betrouwbaarheidsindex met 10% moet worden vergroot. Daarmee wordt de eis voor versterkingsconstructies conform het kookboek, met grotere strekkingslengte dan 100 m de vereiste betrouwbaarheidsindex niet = 4,4 (als uitgangspunt voor een dwarsdoorsnede ontwerp) maar = 4,85. In het Addendum bij het TRWG, dat gelijktijdig en in samenhang met de LR in 2007 is opgesteld, wordt, voor dijken in het benedenrivierengebied, een formule gegeven waarmee de vereiste betrouwbaarheidsindex m.b.t. macrostabiliteit voor een dwarsdoorsnede kan worden berekend. Deze is afhankelijk van de normfrequentie voor het dijkringgebied en van de lengte van de dijkring (waarvoor het faalmechanisme macro-instabiliteit relevant is). Deze formule is ontleend aan Appendix G in de LOR2. In deze leidraad diende die formule om rekengrootheden te bepalen, aan de hand waarvan normfrequentie en dijkringlengte afhankelijke schadefactoren zijn afgeleid. In het addendum, daarentegen, wordt die formule direct gebruikt om normfrequentie en dijkringlengte afhankelijke toelaatbare faalkansen, of equivalent vereiste betrouwbaarheidsindices, op dwarsdoorsnede niveau te bepalen. Wanneer op basis van de LR (althans het Addendum bij het TRWG) de vereiste betrouwbaarheidsindex voor het versterkingstraject Kinderdijk-Schoonhoven (KIS) wordt bepaald, dan vinden we een toelaatbare faalkans (per jaar!) m.b.t. macro-instabiliteit voor een dwarsdoorsnede van de dijk van 8, per jaar en een hiermee corresponderende vereiste betrouwbaarheidsindex van = 4,78. Duidelijk is dat de aanpak volgens de LR en volgens de LK tot globaal dezelfde vereiste betrouwbaarheidsindices (die betrekking hebben op een periode van 1 jaar) leiden. De 10 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

21 verschillen in de aanpak tussen LK en LR ontstaan, zoals gezegd, bij het vertalen van deze veiligheidseis in partiële veiligheidsfactoren voor de hydraulische belasting en de sterkte. Faalkansruimte constructieve elementen In het Kookboek is, via een analyse van mogelijke faalscenario s, de beschikbare faalkansruimte nagenoeg geheel opgedeeld over twee mogelijke belangrijke mechanismen: het in de damwand ontstaan van een vloeischarnier en het bezwijken van het ankerlichaam. De overweging daarbij was dat faalkansen van overige faalmechanismen óf op kosten-efficiënte wijze nagenoeg nihil kunnen worden gemaakt (ankerstaaf, ankerbevestiging en gording) óf, gezien het karakter van de constructie (lange damwand), een zeer kleine bijdrage hebben (overall instabiliteit met glijcirkel onder de voet van de damwand door en grondbreuk in de passieve zone aan de onderkant van de damwand). Dit leidt tot de volgende vereiste betrouwbaarheidsindices (gebaseerd op faalkansen per jaar, zonder lengte-effect): het ontstaan van een plastisch vloeischarnier in de damwand en bezwijken van het ankerlichaam: = 4,6 breuk van de ankerstaaf, de ankerbevestiging en de gording, overall instabiliteit en grondbreuk in de passieve zone: = 5,0 In Figuur 2.1 wordt illustratief de verdeling van de faalkansen conform de aanpak van het Kookboek weergegeven. Voor meer informatie hierover, zie bijlage D van het Kookboek. Figuur 2.1 Illustratieve weergave van de verdeling van de faalkansen conform het Kookboek Overige mechanismen betreffen breuk van de ankerstaaf, de ankerbevestiging en de gording, overall-instabiliteit en grondbreuk in de passieve zone. Voor meer informatie betreffende de onderbouwing van de verdeling van faalkansen wordt verwezen naar bijlage D. Indien er wordt getwijfeld aan de (technische of economische) haalbaarheid van zeer kleine faalkansen voor de genoemde potentiële mechanismen, dan moet een nieuwe herverdeling van de beschikbare faalkansruimte worden gemaakt met een foutenboom-analyse of (zoals in het Kookboek) een faalscenario-analyse. Hierbij mag, indien nodig of wenselijk, beredeneerd rekening worden gehouden worden met afhankelijkheden van faalmechanismen. Bovengenoemde redenering is gebaseerd op het Kookboek zonder het lengte-effect. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 11 van 60

22 Uitgaande van dezelfde redenering als in het Kookboek, maar dan uitgaande van een aanpak conform de LR (toelaatbare faalkans van 8, per jaar 4) en de hiermee corresponderende vereiste betrouwbaarheidsindex van = 4,78), leidt dit tot de volgende vereiste betrouwbaarheidsindices (betrekking hebbend op een referentieperiode van 1 jaar): het ontstaan van een plastisch vloeischarnier 5 in de damwand en bezwijken van het ankerlichaam: 4,9 breuk van de ankerstaaf, de ankerbevestiging en de gording, overall instabiliteit en grondbreuk in de passieve zone: 5,2. Hierbij vormt de genoemde faalkans van 8, per jaar de topeis voor de in Figuur 2.1 gegevens faalkansverdeling. De verdeling van de faalkansen over de verschillende faalmechanismen is op vergelijkbare wijze verdeeld. Voor het project KIS dient rekening te worden gehouden met de hier bovengenoemde betrouwbaarheidsindices uitgaande van een benadering conform LR. Dezelfde uitgangspunten gelden eveneens bij een aanpak conform LOR2. Voor andere projecten dan KIS dienen andere waarden te worden afgeleid op basis van LR en de bij de LR behorende TRWG met addendum. De topeis voor het constructieve ontwerp kan op basis van het addendum worden vastgesteld, uitgaande van de norm van de dijkring en de dijkringlengte. Door het uitwerken van faalscenario s en een faalboom analyse kan een passende verdeling van de beschikbare faalruimte over onderdelen van de constructie worden gevonden. De verdeling kan hier zo gekozen worden dat dit tot een optimaal ontwerp leidt. De voor KIS gekozen faalboomverdeling, zie figuur 2.1, kan hier als voorbeeld voor dienen. 2.3 Basisuitgangspunt constructief versterkte dijk Uitgangspunt bij het ontwerp van een stabiliteitsscherm in een dijk is, dat aan zowel de vereiste globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken van de constructief versterkte waterkering als de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen wordt voldaan. Dit betekent dat, naast het constructieve ontwerp, ook gecontroleerd dient te worden of glijvlakken die buiten de werking van de constructieve elementen kunnen optreden aan de vereiste veiligheid voldoen Globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken Algemene eisen stabiliteit De vereiste veiligheid tegen geotechnisch bezwijken bij het optreden van het ontwerppeil 6 (MHW) wordt bereikt door te eisen dat de resulterende maatgevende stabiliteitsfactor 4 Deze faalkans geldt ook bij een aanpak conform LOR2. 5. In afwijking van het Kookboek mag in de onderliggende ontwerprichtlijn bij het ontwerp van constructie-onderdelen uitsluitend rekening worden gehouden met de elastische capaciteit van de stalen onderdelen, waarbij net geen vloeien in de uiterste vezel optreedt (zie ook paragraaf 5.2.2). 6. Er kunnen omstandigheden plaatsvinden waar het ontwerppeil (MHW) mogelijk niet maatgevend is, maar wel bv de situatie bij extreme neerslag. Dit is niet expliciet in deze ontwerprichtlijn beschreven, maar deze ontwerprichtlijn kan hiervoor in principe wel worden toegepast. 12 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

23 (Msf doorgaand bezwijken ) uit de sterkte-reductie berekening in de EEM-analyse ten minste gelijk moet zijn aan de waarde van de vereiste stabiliteitsnorm ( EEM;g ). Oftewel: Msf doorgaand bezwijken EEM;g (2.1) Noodzakelijk is dat de sterkte-reductie in de EEM-analyse een bezwijkmechanisme oplevert met een maatgevende stabiliteitsfactor (Msf doorgaand bezwijken ) die stabiel is over een reeks van rekenstappen. Dit impliceert dat er van één doorgaand bezwijkmechanisme wordt uitgegaan. De minimaal vereiste stabiliteitsnorm in de UGT, en daarmee de vereiste minimale waarde van de stabiliteitsfactor ( EEM;g ) waaraan de waterkering wat betreft de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken moet voldoen, volgt uit: waarin: EEM;g = s n b;g d;g (2.2) d;g n b;g s partiële veiligheidsfactor in relatie tot de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken die verband houdt met het gebruikte rekenmodel en de manier waarop de berekening is uitgevoerd, ook modelfactor genoemd (zie paragraaf 2.4.1); partiële veiligheidsfactor die, in combinatie met de materiaalfactoren, de onzekerheid van de (schuif)sterkte van grond verdisconteert. Dit wordt de schadefactor genoemd en is gerelateerd aan de vereiste betrouwbaarheidsindex voor macrostabiliteit (zie verder paragraaf 2.4.3). partiële veiligheidsfactor die onzekerheden in het schematiseren van bodemopbouw en waterspanningen verdisconteert bij het beschouwen van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken, ook schematiseringfactor genoemd (zie verder paragraaf 2.4.4); opschaalfactor waarmee in de EEM-berekening de schuifsterkteparameters worden opgeschaald, om numerieke onbalans (en daarmee het ontsporen van de EEManalyse) te voorkomen. Vanwege deze opschaling moet in de sterkte-reductie berekening het criterium voor de stabiliteitsfactor met eenzelfde waarde worden vergroot (de advieswaarde voor deze factor is s = 1,5). De onzekerheden wat betreft de schuifsterkte van de grond, die conform paragraaf met een materiaalfactor ( m ) in rekening worden gebracht, zijn reeds in de ingevoerde waarden voor de grondsterkten verdisconteerd. Vanwege de evenredigheid tussen de stabiliteitsfactor (Msf doorgaand bezwijken ) en de schuifsterkte in de definitie van de sterkte-reductie berekening, wordt door het evenredig opschalen het veiligheidsniveau niet beïnvloed. Om de EEM-analyse zo min mogelijk te beïnvloeden, heeft een minimale opschaalfactor de voorkeur. Dit zou echter een bewerkelijke procedure vergen, zoals beschreven in het TREEM. Vanuit pragmatisch oogpunt wordt hier de genoemde opschaalfactor van 1,5 geadviseerd. Wat betreft de overige partiële veiligheidsfactoren, wordt in deze ontwerprichtlijn in principe de LR als vertrekpunt genomen, zie paragraaf 2.4. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 13 van 60

24 De veiligheidsfilosofie volgens de LR is afgestemd op sterkteparameters gebaseerd op triaxiaalproeven. Voor sterkteparameters op basis van celproeven zijn in de LR (althans het hierbij horende Addendum bij het TRWG) geen materiaalfactoren gegeven. Wanneer ontworpen wordt op basis van alleen celproeven, dan mag voor wat betreft de veiligheidsfilosofie worden teruggevallen op LOR2. Hierin gelden (ten opzichte van de LR) andere waarden voor de partiële veiligheidsfactoren. Het tweede belangrijke verschil met de LR is dat de LOR2 geen schematiseringfactor kent waarmee onzekerheden over de bodemopbouw en waterspanningen kunnen worden verdisconteerd. Dit impliceert dat met een conservatieve schematisering van bodemopbouw en waterspanningen moet worden gewerkt. Bij gebruik van de (minimale waarde voor de) schematiseringfactor van 1,1 conform de LR geldt dat overigens ook. (zie ook paragraaf 2.4.4). Opgemerkt wordt dat deze beoordeling de glijvlakken betreft, die niet direct beïnvloed worden door de constructieve elementen (bijvoorbeeld de overall-instabiliteit van de constructie). Deze beoordeling moet eveneens worden uitgevoerd conform de bovengenoemde eisen voor gronddijken Deze beoordeling wordt in dezelfde EEM berekening gecontroleerd, als die waar de benodigde constructieve sterkte wordt bepaald.. Uit het bezwijkmechanisme dat bij de rekenstap waarbij de vereiste veiligheid voor de overall-instabiliteit net voldoende is, kan worden vastgesteld of aan de eis voor de overall-instabiliteit wordt voldaan. Er behoeft niet per se te worden gezocht naar een faalmechanisme dat onder de damwand optreedt. Als dit namelijk niet het geval is kan gesteld worden dat de damwandconstructie zal bezwijken voordat een evt. glijvlak onder de constructie optreedt. Voor de controle van glijvlakken die achter de constructie langs kunnen optreden (binnendijks van de damwand), wordt verwezen naar paragraaf Daarnaast dient te worden opgemerkt dat er in de EEM-analyse impliciet aandacht wordt besteed aan het faalmechanisme grondbreuk in de passieve zone. Dit faalmechanisme is, bij voldoende inklemming van de wand in het zand, niet maatgevend. Globale aanpak Er wordt aanbevolen om in het ontwerp bij het beschouwen van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken de volgende aanpak aan te houden: In het gefaseerd opbouwen van de maatgevende spanningssituatie dient te worden uitgegaan van karakteristieke waarden van de schuifsterkte ( m = 1,0). In een gedraineerde sterkte-reductie berekening wordt uitgegaan van opgeschaalde rekenwaarden van de schuifsterkte, waarbij deze rekenwaarden zijn bepaald door de karakteristieke waarden te delen door de materiaalfactoren conform LR dan wel LOR2. De vereiste stabiliteitsfactor ( EEM ), waaraan tijdens de gedraineerde sterkte-reductie berekening moet worden voldaan, dient met de opschaalfactor ( s ) te zijn vermenigvuldigd waarmee ook de rekenwaarden van de schuifsterkte zijn opgeschaald. 14 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

25 Uit ervaring is gebleken dat de situatie aan het einde van de levensduur (T = 100 jaar) van de constructieve dijkversterking maatgevend is. Afhankelijk van de lokale omstandigheden kunnen er zich echter situaties voordoen waarin dit niet het geval is. In het algemeen is het vaststellen van de situatie die maatgevend is, te onderbouwen zonder het uitvoeren van EEM-berekeningen. De uitwerking van deze globale aanpak wordt in hoofdstuk 4 gegeven Vereiste veiligheid tegen bezwijken constructieve elementen Buigende momenten en krachten in constructieve elementen zijn het resultaat van interactie tussen de constructieve elementen en de (omringende) grond. Ze volgen direct uit de EEManalyse (UGT). Theoretisch gaat het om buigende momenten en krachten bij de verdeling van spanningen en vervormingen in de (onder)grond, waarbij nog net grondmechanische stabiliteit aanwezig is. Conform het Kookboek, zie ook Bijlage D, is die verdeling bij de sterkte-reductie berekening, waarbij de reductiefactor juist gelijk is aan de schadefactor (vermenigvuldigd met de opschaalfactor, indien schuifsterkteparameter om numerieke redenen zijn opgeschaald) hiervoor een goed uitgangspunt. Dus: waarin: Msf = EEM;i = s n b;i d;i (2.3) d;i b;i partiële veiligheidsfactor in relatie tot het bezwijken van constructieve elementen die verband houdt met het gebruikte rekenmodel en de manier waarop de berekening is uitgevoerd, ook modelfactor genoemd; partiële veiligheidsfactor die onzekerheden in het schematiseren van bodemopbouw en waterspanningen verdisconteert bij het beschouwen van het bezwijken van de constructieve elementen, ook schematiseringfactor genoemd (zie verder paragraaf 2.4.4). Om rekenmodelonzekerheden bij de interactieberekening tussen grond en constructieve elementen te verdisconteren en om het verschil in de vereiste en de gerealiseerd betrouwbaarheidsindex af te dekken, worden conform het Kookboek op de berekende momenten en krachten in de constructieve elementen additionele veiligheidsfactoren toegepast, te weten: 1,15 bij het vaststellen van de rekenwaarde van het maximale (veld)moment en de maximale normaalkracht in damwand; 1,25 bij het vaststellen van de rekenwaarde van de ankerkracht, voor het dimensioneren van het anker (ankerstaaf, ankerbevestiging en gording). Deze waarden voor de additionele veiligheidsfactoren, en de hieraan gerelateerde betrouwbaarheidsindices in paragraaf 2.2, komen voort uit de conform het Kookboek gekozen verdeling van de faalkansruimte (zonder rekening te houden met lengte-effect). Opgemerkt dient te worden dat de aanpak conform LR ofwel bij een benadering conform het Kookboek inclusief het lengte-effect, zoals vermeld in paragraaf 2.2, niet heeft geleid tot een aanpassing van de bovengenoemde additionele veiligheidsfactoren. Dit is gebaseerd op een gevoeligheidsanalyse zoals weergegeven in bijlage C. Op de uit te voeren toetsingen op de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen wordt in paragraaf 5.2 nader ingegaan. Bij locaties waar er sprake is van samendrukking van de bodem (veroorzaakt door bijvoorbeeld autonome bodemdaling of wegens aan te brengen grondbelastingen), dient er Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 15 van 60

26 rekening te worden gehouden met een toename van de in de EEM-analyse vastgestelde buigende momenten en krachten in de constructieve elementen. Hiervoor wordt naar hoofdstuk 5 verwezen Extra eisen bij 3D-effecten Bij het realiseren van openingen in de doorlopende constructie (bijvoorbeeld het weglaten van planken zoals weergegeven in figuur 5.1) dient rekening te worden gehouden met driedimensionale (3D) effecten, omdat onvoldoende zekerheid bestaat met betrekking tot de bereikte ontwerp-veiligheid bij een aanpak in 2D. Voor deze gevallen dient bij het ontwerpen met 2D-analyses te worden aangetoond dat er sprake is van een veilige benadering. Dit dient te worden aangetoond door middel van vergelijkende analyses met 2Den 3D-modellering in EEM voor zowel de UGT- situatie als voor de BGT-situatie. In paragraaf wordt nader aangegeven hoe om te gaan met de stijfheidsparameters bij deze analyses. Bij de dijkversterking KIS dient er, bij het realiseren van openingen in de doorlopende constructie, bij ten minste 1 karakteristiek dwarsprofiel per 500 m strekkende lengte van de constructie, een controle-berekening van het constructieve ontwerp te worden uitgevoerd door middel van een 3D-analyse in Plaxis. Als blijkt dat er bij deze karakteristieke dwarsprofielen sprake is van een veilige ontwerpbenadering bij het uitvoeren van 2Danalyses, kan daarna worden afgezien van verdere controle door middel van 3D-analyses. Als uit de controle met 3D analyses blijkt dat een ontwerp met 2D niet altijd evident veilig is, dient vervolgens rekening te worden gehouden met een additionele veiligheidsfactor op de berekende krachten en momenten in de 2D-analyse, vastgesteld op basis van het uiterste verschil in de uitkomsten tussen de verrichte 2D- en 3D-analyses. Optimalisatie van het ontwerp kan eventueel plaatsvinden door bij meerdere ontwerplocaties een controle van het constructieve ontwerp door middel van een 3D analyse uit te voeren. Wanneer de opening tussen de harde elementen groter is dan de breedte van de harde elementen (in lengterichting van de dijk) dient een modelfactor van d,i = 1,1 (uitgaande van fine-tuning (zie verder paragraaf 2.4.1) te worden gebruikt bij het vaststellen van de MSF, zie verder formule (2.3) in paragraaf Partiële veiligheidsfactoren Modelfactor ( d ) Modelfactor voor globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken ( d;g ) Conform de vigerende richtlijn (Addendum behorende bij TRWG), en ook conform LOR2, is de modelfactor voor het toepassen van EEM-analyses bij het beschouwen van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken gelijk aan 1,0. Het ligt in de bedoeling om dit in nieuwe richtlijnen aan te passen. Deze waarden zullen naar alle waarschijnlijkheid in het nog uit te brengen TRMD worden opgenomen, zie Tabel van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

27 opdrijven Nee Ja Rekenmodel (bij beschouwen globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken) Bishop (effectieve spanningsanalyse) LiftVan (effectieve spanningsanalyse) EEM-Mohr Coulomb 2) (effectieve spanningsanalyse) onzekerheden rekenmodel d;g1 3D-effect d;g2 totale rekenmodel -factor d;g 1,10 0,90 1,00 1,05 0,90 0,95 1,10 (bij finetuning 1,05) 0,90 1,00 (bij finetuning 0,95) Spencer Vrij glijvlak (effectieve spanningsanalyse) 1,05 0,90 0,95 Bishop (effectieve spanningsanalyse) 1) 1,10 1,00 1,10 LiftVan (effectieve spanningsanalyse) 1,05 1,00 1,05 EEM- Mohr Coulomb 2) (effectieve spanningsanalyse) Spencer Vrij glijvlak (effectieve spanningsanalyse) 1,05 (bij finetuning 1,00) 1,00 1,05 (bij finetuning 1,00) 1,05 1,00 1,05 1) tevens zogenaamde Bishop c = 0 en =0 analyses 2) constitutief model waarmee het grondgedrag in de sterkte-reductie berekening wordt beschreven. Ook bij gebruik van geavanceerdere materiaalmodellen moet deze factor worden gehanteerd (tenzij uit nader onderzoek afwijkende factoren volgen). Tabel 2.1 Geadviseerde modelfactoren bij beschouwen globale veiligheid voor de verschillende rekenmethodes De te ontwerpen stabiliteitsschermen voor WSRL zullen in het algemeen onder opdrijfcondities worden toegepast. Vooruitlopend op ontwikkelingen die nog moeten plaatsvinden, wordt dan ook bij gebruik van EEM-analyse (uitgaande van opdrijven en finetunen) in het beschouwen van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken een modelfactor van 1,00 voorgeschreven (uitgaande van fine-tuning) Modelfactor voor veiligheid tegen bezwijken constructieve elementen ( d;i ) De in Tabel 2.1 genoemde totale modelfactor bij opdrijven is niet van toepassing voor (het conform deze richtlijn) bepalen van de interactie tussen constructieve elementen en omringende grond door middel van EEM-analyses. De genoemde modelfactor dekt namelijk onzekerheden af in de sterkte-reductie berekening in de EEM-analyse bij opdrijven. Conform het Kookboek worden deze onzekerheden al deels verdisconteerd door middel van extra veiligheidsfactoren op de berekende buigende momenten en krachten in de constructieve elementen (zie paragraaf 2.3.2). In het beschouwen van de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen dient een modelfactor ( d;i ) gelijk aan 1,0 te worden aangehouden (uitgaande van finetuning). Voor 3-dimensionale aspecten geldt mogelijk een andere modelfactor, zie verder paragraaf Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 17 van 60

28 Toelichting op fine-tuning Wat betreft fine-tuning wordt opgemerkt dat EEM-rekenmodellen veel vrijheidsgraden bezitten en dat er veel instellingen kunnen worden gewijzigd zonder de sterkteparameters an sich aan te passen. Hierbij wordt gedacht aan de vele rekenproces-instellingen, mesh grootte, mesh type, et cetera waardoor de rekenmodelonzekerheid wordt vergroot. Als onderbouwd de richtlijnen in het TREEM worden gevolgd, dan mag de hier gegeven modelfactor (genoemd onder fine-tuning) worden gehanteerd. Hierbij hoort echter wel dat: Het berekeningsresultaat (zonder constructieve elementen) in overeenstemming is met het berekeningsresultaat van de glijvlakanalyse (D-Geo Stability, voorheen MStab), wat overigens niet hoeft te betekenen dat de berekende stabiliteitsfactoren exact gelijk zijn. Middels een kwalitatieve redenering goed kan worden onderbouwd dat een betere analyse is uitgevoerd. Indien geen sprake is van opdrijven en/of als er niet van fine-tuning kan worden uitgegaan, dan wordt geadviseerd de bijbehorende waarden uit Tabel 2.1 te nemen. Voor verdere achtergronden wordt naar het achtergrondenrapport verwezen Materiaalfactor ( m ) De in de huidige adviespraktijk te hanteren materiaalfactoren m zijn als volgt afhankelijk van de gehanteerde veiligheidsfilosofie: Indien wordt uitgegaan van LR (bij gebruik van triaxiaalproeven), dan wordt verwezen naar tabel in paragraaf van het Addendum bij het TRWG. Indien wordt uitgegaan van LOR2 (bij gebruik van celproeven), dan wordt verwezen naar tabel en in paragraaf van het TRWG (hoofdrapport) Schadefactor ( n ) Bij het vaststellen van de schadefactor moet er rekening worden gehouden met het feit, dat de aanpak voor LR (bij gebruik van triaxiaalproeven) en LOR2 (bij gebruik van celproeven) verschillen. Aangezien in beide leidraden de waarde van de schadefactor ( n ) gekoppeld is aan de waarde van de materiaalfactor, dient de relevante aanpak consequent te worden gevolgd: Bij gebruik van grondsterkten op basis van triaxiaalproeven dient de aanpak volgens LR te worden gevolgd. Hierin wordt van een basisbetrouwbaarheidsniveau met een betrouwbaarheidsindex gelijk aan = 4,0 uitgegaan. Omdat de vereiste betrouwbaarheid per dijkvak kan verschillen ten opzichte van dit basisbetrouwbaarheidsniveau is een schadefactor nodig om hiervoor, afhankelijk van de totale lengte van de dijkring en de van toepassing zijnde beveiligingsnorm, te corrigeren. Daarmee is volgens LR de schadefactor specifiek voor één bepaald gebied direct aan de betrouwbaarheidsindex gerelateerd. Hiervoor wordt verwezen naar paragraaf van het Addendum behorende bij het TRWG. Gelet op de gekozen faalkansverdeling wordt onderscheid gemaakt in de schadefactor die geldt voor de vereiste veiligheid tegen geotechnisch bezwijken conform formule (2.2) en de schadefactor die geldt voor de vereiste veiligheid tegens bezwijken constructieve elementen conform formule (2.3) 18 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

29 Bij gebruik van grondsterkten op basis van celproeven dient de aanpak volgens LOR2 te worden toegepast, waarbij de schadefactor afhankelijk van de normfrequentie en lengte van de dijk om de dijkring direct wordt bepaald. Derhalve wordt bij deze benadering niet eerst een vereiste betrouwbaarheidsindex berekend. Voor de aanpak volgens LOR2 wordt verwezen naar paragraaf van LOR2. Gelet op de gekozen faalkansverdeling wordt onderscheid gemaakt in de schadefactor die geldt voor de vereiste veiligheid tegen geotechnisch bezwijken conform formule (2.2) en de schadefactor die geldt voor de vereiste veiligheid tegens bezwijken constructieve elementen conform formule (2.3). Eisen geotechnisch bezwijken bij een aanpak conform LOR2 Voor de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken bij het optreden van het ontwerppeil bij dijkversterking KIS geldt volgens LOR2 (gebaseerd op resultaten uit celproeven), bij de gekozen faalkansverdeling voor binnenwaartse macroinstabiliteit voor glijvlakken die onder de constructie door kunnen optreden (overall-instabiliteit), een schadefactor van n,os = 1,24. Voor de situatie tijdens extreme neerslag geldt een schadefactor van n,os = 1,17 (10 maal grotere faalkans dan bij het optreden van het ontwerppeil). Eisen constructieve sterkte bij een aanpak conform LR Voor de bepaling van de krachten en de buigende momenten in de constructie in de PLAXIS-analyse geldt volgens LOR2, bij de gekozen faalkansverdeling voor binnenwaartse macro-instabiliteit, een schadefactor van n = 1,17. In de sterkteparameters voor KIS in Bijlage A (gebaseerd op resultaten uit celproeven) zijn de juiste partiële factoren conform LOR2 al verwerkt. Voor de situatie tijdens extreme neerslag geldt een schadefactor van n,os = 1,10 (10 maal grotere faalkans dan bij het optreden van het ontwerppeil). Voor andere projecten dan KIS dienen andere waarden te worden afgeleid. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 19 van 60

30 2.4.4 Schematiseringsfactor ( b ) Onafhankelijk van de te hanteren veiligheidsfilosofie volgens LR (en het daarbij behorende Addendum bij het TRWG) bij gebruik van triaxiaalproefresultaten dan wel volgens LOR2 bij gebruik van celproefresultaten dient in de analyses een voldoende veilige schematisatie te worden aangehouden. De procedure conform. ARCADIS (zie bijlage B) wordt hierbij gebruikt als hulpmiddel om transparant te onderbouwen dat een gekozen schematisering om mee te rekenen voldoende veilig is. Als de schematiseringfactor volgens deze procedure voldoende klein is, dan is het aannemelijk gemaakt dat geen schematiseringfactor nodig is om eventuele ongunstiger scenario s, dan de gekozen schematisering waarmee gerekend wordt, af te dekken. (Bij een aanpak conform LR geldt echter dat de schematiseringsfactor voor globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken ( b;g ) minimaal 1,1 is. Zie verdere uitleg in deze paragraaf). Indien (vanwege het gebruik van celproefresultaten) de veiligheidsfilosofie volgens LOR2 wordt gevolgd dient de schematiseringsfactor formeel niet te worden toegepast. In deze ontwerprichtlijn dient de aanpak echter wel te worden gebruikt om daarmee aan te tonen dat de (basis)schematisatie voldoende veilig is. In beide gevallen (LR en LOR2) dient het stappenplan dus te worden doorlopen. Stappenplan schematiseringstheorie algemeen Bij het toepassen van de schematiseringsfactor dient onderscheid te worden gemaakt tussen het beschouwen van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken van de constructief versterkte waterkering (zie paragraaf 2.3.1) enerzijds, en het beschouwen van de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen (zie paragraaf 2.3.2) anderzijds. In principe kan voor het bepalen van de benodigde schematiseringfactor voor de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken gebruik worden gemaakt van de schematiseringstheorie volgens [ARC 2010], ware het niet dat die theorie voor gebruik bij EEM-analyses nog niet goed is uitgewerkt. Volgens deze theorie moet namelijk op basis van het doorrekenen van de ongunstigste van de, in alle redelijkheid niet uit te sluiten, schematiseringsscenario s tot een voldoende veilige basisschematisering worden gekomen. Met in alle redelijkheid niet uit te sluiten schematiseringsscenario s wordt in deze context bedoeld: scenario s waar in de schematiseringsanalyse conform [ARC 2010] scenariokansen van 0,001 of groter aan wordt toegekend. Dit doorrekenen is het geval van EEM-analyses bewerkelijk. Het stappenplan voor het bepalen van de schematiseringsfactor en het onderbouwen van de voldoende veilige schematisatie is in Bijlage B beschreven: 1 Opstellen van een eerste gekozen basisschematisatie. 2 Identificeren onzekerheden en inschatten kansen van voorkomen. 3 Bepalen of schematisatie veilig genoeg is. 4 Aanpassen basisschematisatie en controleren schematiseringsfactor. 5 Berekening benodigde constructieve sterkte in Plaxis. 6 Controle berekening bereikte veiligheid van de waterkering. De basisschematisering voor het beschouwen van de globale veiligheid tegen het bezwijken van de constructief versterkte waterkering hoeft niet noodzakelijkerwijs ook de meest aangewezen schematisering te zijn voor het bepalen van de (door de interactie van grond en constructieve elementen geïnduceerde) buigende momenten en krachten in die constructieve elementen. In de praktijk ligt het echter voor de hand om dezelfde (basis)schematisatie te 20 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

31 gebruiken voor het beschouwen van zowel de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken als de veiligheid tegen bezwijken van constructieve elementen. In de hieronder gepresenteerde, pragmatische aanpak voor de schematiseringsfactor in de LR-aanpak is getracht met de bovenstaande aspecten zo goed mogelijk rekening te houden. Schematiseringsfactor voor globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken ( b;g ) De schematiseringstheorie volgens [ARC 2010] is nog niet goed uitgewerkt voor gebruik bij EEM-analyses. Om die reden dient een voldoende veilige schematisatie in de EEM-analyse, op basis van het pragmatische stappenplan, te worden aangetoond. Dit wordt bereikt als de bepaalde schematiseringsfactor (volgens de beschreven procedure) voor deze veilige schematisatie kleiner dan 1,10 is. In de beschouwing van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken, dient op basis van het pragmatische stappenplan te worden aangetoond dat de schematiseringsfactor kleiner of gelijk is dan 1,10. In dat geval dient de te hanteren schematiseringsfactor b;g ter bepaling van EEM;g (zie paragraaf van de ontwerprichtlijn) als volgt worden aangehouden: Bij een aanpak conform LR geldt b;g = 1,1 Bij een aanpak conform LOR 2 (bij gebruik van celproefresultaten) geldt b;g = 1,0. Schematiseringsfactor voor veiligheid bezwijken tegen bezwijken constructieve sterkte ( b;i ) Het toepassen van een schematiseringsfactor bij het dimensioneren van de constructieve sterkte van stabiliteitsschermen in primaire waterkeringen is op dit moment niet wenselijk, omdat het effect hiervan nog onvoldoende is gevalideerd. Het verdisconteren van de schematiseringsfactor in het beschouwen van de interactie tussen grond en constructieve elementen leidt mogelijk tot een extreme toename van de krachten en momenten in de constructie. In het kader van het lopende SBW-onderzoeksprogramma zal dit in de nabije toekomst nader worden onderzocht. Wel dient een voldoende veilige schematisatie in de EEM-analyse, op basis van het pragmatische stappenplan, te worden aangetoond. Gesteld wordt dat dit wordt bereikt als de bepaalde schematiseringsfactor (volgens de beschreven procedure) voor deze veilige schematisatie kleiner dan 1,07 is. In de beschouwing van de veiligheid tegen constructief bezwijken dient op basis van het pragmatische stappenplan te worden aangetoond dat de schematiseringsfactor kleiner is dan 1,07. De te hanteren waarde voor schematiseringsfactor b;i ter bepaling van EEM;i bij het beschouwen van de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen (zie paragraaf 2.3.2) in de voldoende veilige schematisatie wordt dan op b;i = 1,0 gesteld. 2.5 Modelleren van materiaalgedrag Voor het met EEM modelleren van het grondgedrag kunnen verschillende constitutieve modellen worden gekozen. Het onderscheid hiertussen wordt veroorzaakt door de verschillende wijze waarop het materiaalgedrag qua stijfheid en sterkte wordt beschreven. Hieronder worden de belangrijkste zaken uit het TREEM rondom grondgedrag samengevat. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 21 van 60

32 2.5.1 Stijfheidsgedrag grond Wat betreft de grondstijfheid kan voor de 2D-situatie worden uitgegaan van verwachtingswaarden. Voor de constructieve dijkversterking bij KIS kan gebruik worden gemaakt van de stijfheidsparameters in Bijlage A, die op de analyse van Proefvak Bergambacht zijn gebaseerd. In plaats van met verwachtingswaarden van de grondstijfheid, kan er ook met de 5%-ondergrens of 5%-bovengrens van de grondstijfheid worden gerekend. Er zouden meerdere EEM-analyses moeten worden uitgevoerd om exact na te gaan welke grondstijfheid de maatgevende momenten en krachten oplevert. Er wordt echter verwacht dat voor de 2D-situatie de verschillen in resulterende snedekrachten gemiddeld gezien klein zijn, doordat er in de sterkte-reductie berekening herverdeling van belastingen plaatsvindt. Afhankelijk van de mate van gedetailleerdheid van de gegevens over het werkelijke stijfheidsgedrag van de grond en de beschouwde grenstoestand, dient een keuze te worden gemaakt: Indien er geen betrouwbare gegevens over de grondstijfheid voorhanden zijn, dan heeft het de voorkeur dit gedrag op relatief eenvoudige wijze te beschrijven met een lineair elastisch perfect plastisch model (bv Mohr-Coulomb model in Plaxis). Indien er wel betrouwbare gegevens over de grondstijfheid voorhanden zijn, dan bieden meer geavanceerde modellen de mogelijkheid meer complexe (niet-lineaire) aspecten van het grondgedrag te beschrijven, zoals een variabele spanningsafhankelijke stijfheid en herinnering van de voorbelasting (bv Hardening Soil model in Plaxis). Voor situaties waarin vervormingen moeten worden berekend (BGT) of waarin stijfheidsverschillen in de ondergrond een significante rol spelen in de krachtsverdeling, zoals bij waterkeringen waarin constructieve elementen zijn aangebracht, wordt het gebruik van meer geavanceerde modellen (waarin het niet-lineaire gedrag van grond kan worden meegenomen) nadrukkelijk geadviseerd. Bij de keuze voor de beschrijving van het stijfheidsgedrag van de grond moet worden bedacht, dat het gebruik van een meer geavanceerd constitutief model ook meer gedetailleerde gegevens vereist. Indien deze gegevens niet voorhanden zijn, dan kan (ook bij waterkeringen met constructieve elementen) net zo goed een relatief eenvoudig model worden toegepast. In dat geval zijn wel de onzekerheden in de EEM-analyse groter met betrekking tot de waarde van de momenten in de damwand. In paragraaf en Bijlage D.2 van TREEM wordt nader op het juist beschrijven van het stijfheidsgedrag, en de mogelijkheden daartoe in Plaxis, ingegaan. Voor de bepaling van parameters voor EEM-analyses wordt naar [SBW WS-richt 2008] en [SBW WS-el 2010] verwezen. Opgemerkt dient te worden dat voor de stijfheid de parameters gebaseerd op samendrukking als leidend dienen te worden beschouwd. Een indicatie voor de grondstijfheid wordt in paragraaf van [CUR ] gegeven, welke in het Mohr- Coulomb model in Plaxis kan worden gebruikt. 22 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

33 Aanvullende eisen 3D-situatie: Bij het realiseren van openingen in de damwandconstructie (bijvoorbeeld het weglaten van planken zoals weergegeven in figuur 5.1), waardoor er geen sprake is van een doorlopende constructie in lengterichting van de dijk, kan er sprake zijn van driedimensionale (3D) effecten die een belangrijke rol kunnen spelen bij de veiligheidsbenadering van de constructieve sterkte. De sterkte en stijfheid van de damwandconstructie wordt daardoor beïnvloed. Bij de 3D-situatie is de verwachting dat de grondstijfheid meer invloed zal hebben op het constructieve ontwerp gelet op het vervormingsgedrag van de grond door de opening in de constructie. Om die reden dient bij het uitvoeren van analyses in een 3D-model rekening te worden gehouden met onzekerheden in de grondstijfheid bij de analyses in PLAXIS. Er dienen analyses te worden uitgevoerd met zowel hoge rekenwaarden als lage rekenwaarden van de stijfheidsmoduli. Deze waarden van de stijfheidsmoduli dienen te worden bepaald zoals aangegeven in stappenplan EEM in paragraaf 4.2, deel 1 van CUR166. De dimensies van het constructieve ontwerp dient te worden gebaseerd op de grondstijfheid die tot de grootste krachten en momenten in de constructie leidt (UGT). Deze aanpak van de stijfheidsmoduli geldt ook bij het controleren van de vervormingen in de bruikbaarheidsgrenstoestand (BGT) in het 3D-model Sterktegedrag grond Associatief vs niet-associatief Uitgaan van niet-associatief grondgedrag ( ) impliceert dat in de EEM-analyse, bij het definiëren van de parameterset voor een grondlaag, voor de dilatantiehoek () een waarde wordt aangehouden die afwijkt van de waarde voor de inwendige wrijvingshoek (). Deze theoretische beschrijving van het grondgedrag stemt overeen met het fysische gedrag. Indien er in een EEM-analyse echter situaties worden beschouwd waarin (doorgaand) bezwijken optreedt, dan schiet de mathematische beschrijving in de huidige (geavanceerde) constitutieve modellen qua eenduidigheid tekort. In sterkte-reductie berekeningen is sprake van doorgaand bezwijken. Deze voorziening in Plaxis om een indruk van de veiligheid tegen bezwijken te verkrijgen heeft in het geheel geen koppeling met het fysische grondgedrag. Tot het moment dat de mathematische formulering van constitutieve modellen ook onder bezwijkomstandigheden is verbeterd, is er een rekentruc noodzakelijk om de eenduidigheid in de beschrijving van het grondgedrag te garanderen: namelijk het aanhouden van associatief grondgedrag. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 23 van 60

34 Een gevolg van de keuze voor niet-associatief materiaalgedrag is dat er bij doorgaand bezwijken (bv in een sterkte-reductie berekening) met dit type gedrag sprake is van een mesh-afhankelijkheid en dat er een verschil tussen de piek- en reststerkte ontstaat, zie [SBW EEM-num 2009]. Dit onderscheid wordt groter bij een toenemende waarde voor de inwendige wrijvingshoek. Er wordt dan ook in [SBW EEM-num 2009] geconcludeerd dat niet-associatieve materialen problemen geven in gedraineerde bezwijkanalyses bij een inwendige wrijvingshoek van 30º of meer. Dan is voor een betrouwbare EEManalyse een andere benadering nodig. In [SBW EEM-num 2009] wordt toegelicht dat het onderscheid tussen piek- en reststerkte in de praktijk nog gecompliceerder is. Niet noodzakelijkerwijs treedt het mechanisme op dat plastisch gezien de laagste sterkte geeft, maar juist het mechanisme dat het meest gemakkelijk kan worden gevormd. Dit kan betekenen dat de gerealiseerde reststerkte hoger is dan de minimale reststerkte. Verder is het met niet-associatief materiaalgedrag in een gedraineerde sterkte-reductie berekening mogelijk om in een ontlastingstak terecht te komen. Ook al komt een dergelijke situatie niet dagelijks voor, dan is dit in een stappenplan waarin robuustheid een belangrijk aspect is een ongewenste situatie. In het gebruik van een associatief materiaalmodel zal dit niet gebeuren. Bij gebruik van EEM wordt in de praktijk veelal van niet-associatief grondgedrag ( ) uitgegaan. Het aanhouden van associatief grondgedrag ( = in de modellering staat bij stabiliteitsanalyses echter niet ver af van de dagelijkse adviespraktijk; in het klassieke glijvlakmodel D-Geo Stability (MStab) wordt bv (impliciet) veelvuldig een modellering op basis van associatieve parametersets toegepast. Parameterset M1 en parameterset M2 Conform TREEM dienen in de onderliggende berekeningsmethodiek van deze ontwerprichtlijn twee parametersets te worden aangehouden, te weten parametersets M1 en M2: M1 Bij het opbouwen van de maatgevende spanningssituatie dient te worden uitgegaan van karakteristieke waarden van de schuifsterkte, waarbij in de vertaling naar gedraineerde sterkteparameters niet-associatief gedrag wordt aangehouden (c k, k en k k ). M2 In de gedraineerde sterkte-reductie berekening moet er van (met s, zie paragraaf 2.3.1) opgeschaalde rekenwaarden van de schuifsterkte worden uitgegaan, waarbij in de vertaling naar gedraineerde sterkteparameters associatieve gedrag wordt aangehouden (c d, d en d = d ). Voor de constructieve dijkversterking bij KIS kan gebruik worden gemaakt van de sterkteparameters in Bijlage A, die op de proevenverzameling Krimpenerwaard-Alblasserwaard op basis van celproeven is gebaseerd. Opgemerkt dient te worden dat deze proevenverzameling wordt aangeboden voor de aanbiedingsfase van KIS. Deze proevenverzameling kan ook worden toegepast voor de ontwerpfase na de gunning van het project. De mogelijkheid bestaat dan ook om een meer uitgebreide proevenverzameling toe te passen. 24 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

35 Formeel dient bij sterkteparameters met een accent ( ) te worden aangegeven dat het om de effectieve waarde van die sterkteparameter gaat. In de onderliggende richtlijn wordt in alle gevallen de effectieve schuifsterkte bedoeld. Ten behoeve van het overzicht wordt in het vervolg dan ook het accent-teken weggelaten. Materiaalfactoren Voor het bepalen van de associatieve rekenwaarden van de effectieve schuifsterkte (set M2) moet eerst de omrekening van niet-associatieve karakteristieke waarden (set M1: c k, k en k k ) naar niet-associatieve rekenwaarden (c na;d, na;d, na;d na;d ) te geschieden. c c (2.4) k k k na;d na;d na;d m;c m; m; De benodigde materiaalfactoren ( m ) zijn afhankelijk van de gehanteerde veiligheidsfilosofie: Indien wordt uitgegaan van LR (bij gebruik van triaxiaalproeven), dan wordt verwezen naar tabel in paragraaf van het Addendum bij het TRWG. Indien wordt uitgegaan van LOR2 (bij gebruik van celproeven), dan wordt verwezen naar tabel en in paragraaf van het TRWG (hoofdrapport). De materiaalfactoren volgens LOR2 zijn onafhankelijk van de betrouwbaarheidsindex; de betrouwbaarheidsindex komt in de schadefactor (zie paragraaf 2.4.3) tot uitdrukking. Best Guess Equivalent model Vervolgens dienen de niet-associatieve rekenwaarden (c na;d, na;d, na;d na;d ) naar equivalent associatieve rekenwaarden (c a;d *, a;d *, a;d = a;d ) te worden vertaald, gebruik makende van het Best Guess Equivalent model. Hiervoor geldt: sin * a;d * * a;d a;d R sin2 R cos2 0 na;d 4 met cosna;d sin R 1 sin sin c cot c na;d cot na;d na;d * * a;d a;d na;d na;d na;d (2.5) Opschaling van equivalent associatieve rekenwaarden Na de vertaling volgens het Best Guess Equivalent model dienen de equivalent associatieve rekenwaarden met de opschaalfactor s te worden opgeschaald. Volgens paragraaf is de advieswaarde voor deze factor gelijk aan s = 1,5. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 25 van 60

36 Dat wil zeggen: voor de cohesie geldt: c c * d s a;d voor de inwendige wrijvingshoek geldt: * tan d s tan a;d en voor de dilatantiehoek geldt: * tan d s tan a;d (2.6) Op deze wijze wordt de EEM-analyse uitgevoerd met schuifsterkten die representatief zijn voor de sterkten die in werkelijkheid worden verwacht. Zo wordt een representatief beeld van de vervormingen onder veel voorkomende belastingsituaties verkregen. Daarbij komt dat, door het opschalen van de rekenwaarde van de schuifsterkte, wordt voorkomen dat tijdens het wisselen van parametersets numerieke onbalans in de EEM-analyse ontstaat, waardoor de analyse zou kunnen ontsporen. 2.6 Vervormingen van dijk en constructie Bij het optreden van de ontwerpbelasting van de waterkering zullen er vervormingen van ondergrond en constructie optreden. Gelet op de waterkerende functie van de dijk worden er eisen aan de toelaatbare vervormingen gesteld omdat het te veel deformeren van de dijk tot vervolgschade zou kunnen leiden. Bij het constructieve ontwerp dient de vervorming in de BGT te worden gecontroleerd. In hoofdstuk 4 wordt nader ingegaan op de opzet van de fasering in de EEM-analyse. In paragraaf wordt nader ingegaan op de voor KIS gestelde eisen voor deze analyse. Voor de onverankerde wand zijn eveneens vervormingseisen geformuleerd voor de UGT, zoals aangegeven in Opgemerkt dient te worden dat de BGT in dit rapport een ander insteek heeft dan de BGT, die bijvoorbeeld in CUR166 wordt behandeld 7. In dit rapport wordt namelijk in de BGT, net als in de UGT, uitgegaan van de ontwerpbelasting van de constructie. 7 In SBW-verband dient aandacht te worden besteed aan een andere formulering van deze vervormingstoets. 26 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

37 3 Randvoorwaarden ontwerp 3.1 Algemene gegevens Voor het maken van een ontwerp voor een constructieve versterkte primaire waterkering, waarin de veiligheid van de versterkte constructie tegen geotechnisch bezwijken (en specifiek, haar capaciteit wat betreft binnenwaartse macrostabiliteit), zijn voor de te beschouwen strekking de volgende basisgegevens van belang: Locatie strekking constructieve dijkversterking. Normfrequentie voor de dijkring volgens de Waterwet. Ontwerplevensduur. Specifiek voor de ontwerprichtlijn, gegevens over het gebruikte EEM-model (o.a. versie). Over het algemeen bedraagt de ontwerplevensduur van een dijkversterkingstraject met constructieve elementen 100 jaar. In het onderhavige geval dient er rekening te worden gehouden met de mogelijkheid dat het grondlichaam na 50 jaar wordt verzwaard, zie Figuur 3.1 waarin de stippellijn de uitbreiding voor de periode van jaar aangeeft. Dit houdt in dat de ontwerplevensduur wel 100 jaar is, waarbij het direct aan te leggen deel van het gehele ontwerp na 50 jaar moet kunnen worden uitgebreid. Figuur 3.1 Voorbeeld constructieve dijkversterking KIS voor 50 jaar, inclusief geplande verbreding kruin voor periode jaar In het vervolg van dit hoofdstuk wordt puntsgewijs aangegeven welke gegevens concreet tot de randvoorwaarden voor een ontwerp behoren. Hierbij worden, voor de volledigheid, ook zaken aangehaald die niet specifiek voor EEM-analyses gelden. Bij de constructieve dijkversterking KIS dient daarbij rekening te worden gehouden met de Nota Technische Uitgangspunten dijkversterking KIS [Nota TU KIS] van het. Niet alle gegevens zijn altijd noodzakelijk. Hierbij dient echter te worden benadrukt dat, zeker bij een waterkering met constructieve elementen, allerlei ook op het oog minder belangrijke gegevens kunnen bijdragen tot een goed beeld van de constructie en daardoor een goede schematisering resulterend in een kwalitatief goed ontwerp. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 27 van 60

38 3.2 Randvoorwaarden omgeving Geometrische gegevens Op basis van de volgende geometrie-gerelateerde gegevens dient het de ontwerper duidelijk te worden of er voor het (versterkings)ontwerp bijzondere aspecten van belang zijn: historische gegevens: - tekeningen oude situaties (voormalige belendingen); - geschiedenis waterkering: opbouw en fasering van (historische) dijkversterkingen; - referenties naar eerdere stabiliteitsberekeningen van de waterkering; - in het verleden uitgevoerde inspecties. recente gegevens: - tekening huidige situatie, inclusief belendingen en niet-waterkerende objecten (o.a. constructies, bomen, wegen, paalfunderingen, kabels en leidingen); - dwarsprofiel en langsprofiel huidige waterkering (ontwerpdoorsneden), inclusief de te verwachten daling van het achterland; - geplande locatie constructieve elementen (in dwars- en langsrichting); - aanwezige overhoogte en leggerprofiel met dijktafelhoogte en taludhelling. In de UGT moet rekening worden gehouden met een daling van het binnenwaartse maaiveld (vanaf de binnenteen). De kruinhoogte blijft daarbij gelijk aan de aanleghoogte (als gevolg van periodieke ophogingen). De kruindaling dient wel in de schematisatie van de ondergrond te worden verdisconteerd. Bebouwing en op- en afritten maken geen onderdeel uit van de waterkering. Een eventueel positief effect van de aanwezigheid van deze objecten dient buiten beschouwing te worden gelaten bij het ontwerpen van bijzondere constructies. Eventuele negatieve effecten dienen wel te worden meegenomen bij een ontwerp. Daarnaast geldt het volgende: WSRL staat geen damwand-coupure-constructies toe vanwege meerdere beheersaspecten, precedentwerking, onzekerheden met betrekking tot vervormingen in relatie tot bouwkundige schade van het coupure-pand, én de inpasbaarheid van traditionele constructies zoals diepwanden, staat. Een coupure is een plaatselijke opening in de doorlopende constructie. De openingen tussen de constructieve elementen (in lengterichting van de dijk) mogen niet groter zijn dan 5,0 m. 28 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

39 In de praktijk is er soms sprake van driedimensionale (3D) effecten, die in bepaalde gevallen niet met een tweedimensionale (2D) beschouwing kunnen worden geanalyseerd. Onder meer doordat er in de 2D-schematisatie veel aannamen moeten worden gedaan, waardoor niet met voldoende zekerheid kan worden geschematiseerd. In die gevallen kan de macrostabiliteit en benodigde constructieve sterkte van bv verankerde damwanden fors worden onderschat dan wel overschat. In voorkomende gevallen wordt er dan ook aanbevolen om over te stappen op een 3D-modellering met een EEM-model, zie verder paragraaf Specifieke aandacht is benodigd voor beëindigingen van stabiliteitsschermen. Voor nadere informatie en gegevens wordt verwezen naar het bij deze ontwerprichtlijn behorende achtergrondenrapport Gegevens omgevingsbeïnvloeding Corrosie Er dient rekening gehouden te worden met afname van de doorsnede van een stalen profiel als gevolg van de aantasting door corrosie, zie bijlage 5 van [TAW 1994]. Door corrosie aangetast materiaal kan namelijk geen bijdrage leveren aan de sterkte. Bij het ontwerp dient daarom rekening te worden gehouden van de dikte met aftrek van de laag die gedurende de levensduur van de constructie door corrosie kan worden aangetast (zie Tabel 3.1). Dit betekent concreet dat de volgende ontwerpparameters moeten worden aangepast: Het weerstandmoment (W) van het wandprofiel. De oppervlakte van de doorsnede (A) van wandprofiel dan wel ankerstang. Het maximaal opneembare moment (M s ) van het wandprofiel. GRONDSOORT / grondwater toeslag t.b.v. dubbelzijdige corrosie [mm] levensduur 50 jaar levensduur 100 jaar ZAND / zoet water 0,5 1,0 veenhoudende KLEI / zoet water 2,5 5,0 VEEN / zoet water 5,0 10,0 ZAND / zout water 15,0 30,0 Tabel 3.1 Corrosietoeslag op metaal volgens bijlage 5 van [TAW 1994] gebaseerd op dubbelzijdige corrosie In afwijking van de gegevens in Tabel 3.1 wordt specifiek voor de situatie bij KIS, gezien de veenrijke ondergrond, voorgeschreven dat de corrosietoeslag voor oppervlakken die direct zijn blootgesteld aan de aanwezige bodemlagen (dus niet voor oppervlakken die zijn behandeld met een corrosiewerende laag of grenzen aan bv beton) gelijk is aan 2,0 mm (aan één zijde) over een periode van 100 jaar. Deze toeslag geldt voor alle voorkomende grondlagen, oftewel voor de gehele lengte van de constructie. Met deze corrosietoeslag wordt voorgesorteerd op de vermoedelijk resultaten van nader nog lopen onderzoek (zie kader). Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 29 van 60

40 Op het moment van schrijven is er onderzoek lopende naar corrosie. Anticiperend op de resultaten van dit onderzoek dient bij de dijkversterking KIS rekening te worden gehouden met 2 mm corrosie (dubbelzijdig) gedurende de levensduur van de constructie (100 jaar). Voor andere projecten dan KIS dienen andere waarden te worden afgeleid. 3.3 Randvoorwaarden belasting Hydraulische randvoorwaarden Het water vormt doorgaans de meest dominante en kritische belasting op een waterkering. Op basis van de volgende gegevens dient daarom vast te worden gelegd welke waterpeil door de constructief versterkte waterkering nog gekeerd moet kunnen worden: Onder normale omstandigheden: - maatgevende buitenwaterstand; - maatgevende binnendijkse waterstand (polderpeil). Onder extreme omstandigheden: - te keren maatgevende buitenwaterstand (MHW) en het verloop hiervan in de tijd met maatgevende binnendijkse waterstanden (polderpeilen); - situatie tijdens extreme neerslag met daarbij behorende maatgevende binnendijkse waterstanden. In de UGT moet rekening worden gehouden met een daling van het polderpeil, als gevolg van autonome bodemdaling van het achterland die binnen de planperiode kan optreden, en een eventuele ongunstige beïnvloeding van het grondwaterregime in het dijklichaam door het aanbrengen van constructieve elementen. Aangebrachte wandelementen kunnen bv het verloop van de freatische lijn in het dijklichaam wijzigen. Ten behoeve van de lopende en urgente dijkversterkingstrajecten is, in opdracht van WSHD en WSRL, door Deltares een onderzoek uitgevoerd naar methodieken voor de bepaling van waterstandsverlooplijnen voor de beoordeling van de binnenwaartse macrostabiliteit voor de dijkversterkingsplannen, die in het kader van het HWBP in het Benedenrivierengebied moeten worden uitgevoerd. De bevindingen zijn vastgelegd in [Deltares 2010] en zijn afgestemd met PZH, vertegenwoordigers van RWS-WD, en met de opstellers van het nieuwe WTI en de werkgroep EGO. In november 2011 is [Deltares 2010] in ENW-Rivieren behandeld en aldaar onderschreven. Deze heeft daarmee ingestemd en geconcludeerd dat het hiaat van de waterstandsverlooplijnen in TROR nader moet worden ingevuld voor geheel Nederland. 30 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

41 De situatie tijdens extreme neerslag is een belastinggeval dat dient te worden gecontroleerd. In het algemeen zal deze situatie minder maatgevend zijn dan de situatie bij maatgevende buitenwaterstand (MHW) waarbij er sprake is van opdrijven. Dit dient echter te worden onderbouwd. In het algemeen kan deze onderbouwing middels het uitvoeren van stabiliteitanalyses met D-Geo Stability (voorheen MStab) plaatsvinden. Als de onderbouwing hiermee niet kan worden geleverd, dan dient de situatie tijdens extreme neerslag met EEM-analyses te worden beschouwd Overige belastingen Verkeersbelasting Volgens [ENW 2007] moet in het rivierengebied met een verkeersbelasting van 400 kn per 12 m 1 worden gerekend, wat overeenkomt met een verdeelde belasting van 13,3 kn/m 2 over een breedte van 2,5 m. Deze waarde is een minimum voor dijken zonder (openbare) weg. Indien daarvoor aanleiding is, dan kan een hogere verkeersbelasting van toepassing zijn. 3.4 Randvoorwaarden sterkte Geotechnische randvoorwaarden Bodemopbouw Op basis van de volgende gegevens kan de bodemopbouw worden ingeschat: Geotechnisch dwarsprofiel (indien beschikbaar). Geotechnisch lengteprofiel (indien beschikbaar). Zettingsverloop in de tijd kruin en eventueel voor- en achterland (autonome zettingen). Zettingsverloop van de dijk (indien beschikbaar). Boringen en sonderingen en hun locaties. Er dient te worden gerealiseerd dat een schematisatie van de ondergrond, dus ook in geotechnische profielen, tot stand komt met een relatief beperkt aantal gegevens (veelal puntinformatie). De schematisering van grondlagen in dikte en typering is maar beperkt objectief. De gemaakte keuzes kunnen op een EEM-analyse echter grote invloed hebben. Als er bv in de gekozen bodemopbouw een onderverdeling in vele kleine dunne lagen wordt gemaakt, dan zal dit voor een stabiliteitsprogramma geen gevolgen hebben. Voor een EEM-berekening kan dit echter tot problemen leiden, die de oplossing ongunstig beïnvloeden. Hierop wordt in paragraaf 4.1 van TREEM ingegaan. Grondparameters De sterkte- en stijfheidsparameters voor dijkversterking KIS zijn opgenomen in Bijlage A. De sterkte van de bodemlagen is bepaald aan de hand van een proevenverzameling Krimpenerwaard-Alblasserwaard, samengesteld uit celproefresultaten, terwijl de spanningsafhankelijke stijfheidsparameters zijn gebaseerd op de analyse van Proefvak Bergambacht. Over het algemeen kan op basis van de volgende gegevens, ontleend aan historisch of recent grondonderzoek, het sterkte- en stijfheidsgedrag van de aanwezige grondlagen worden ingeschat: Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 31 van 60

42 Resultaten geotechnisch veldonderzoek (boringen, sonderingen). Resultaten monitoring (bv metingen verloop autonome zettingen). Resultaten geotechnisch laboratoriumonderzoek: - Type laboratoriumproef (zoals celproef, triaxiaalproef, simple shear proef). - Wijze van uitvoering laboratoriumproef (zoals triaxiaal compressie/extensie, drained/undrained, single/multi stage). - Volumegewichten van de grond (verzadigd en onverzadigd). - Schuifsterkteparameters (gemiddelde, karakteristieke waarde of rekenwaarde). - Variatiecoëfficiënten en verdelingsfuncties. - Stijfheidparameters; (indien beschikbaar). - Doorlatendheden, horizontaal en verticaal. De grondstijfheid heeft in de EEM-analyse een geringe invloed op de stabiliteitsfactor, maar heeft wel een significante invloed op de krachtsverdeling. En daarmee de belasting op de constructie. In het onderhavige geval spelen vervormingseisen een significante rol in het ontwerp, en dan zijn goede stijfheidsparameters en een passend constitutief model (zie paragraaf van TREEM) noodzakelijk om de vervormingen zo goed mogelijk te berekenen (zie verder paragraaf 2.5.1). Vanwege de wijze waarop de fasering wordt opgebouwd en het uitgangspunt, dat in het ontwerp alleen de grootte van de veroorzaakte wateroverspanningen (en dus niet het afstromen ervan) hoeft te worden meegenomen, speelt een precieze bepaling van de doorlatendheid van grondlagen voor de stabiliteitsanalyses met EEM een minder grote rol. Dit aspect wordt in paragraaf 5.3 van TREEM nader toegelicht Geohydrologische randvoorwaarden De volgende (monitorings)gegevens bepalen de geohydrologische randvoorwaarden: Stijghoogte grondwater in het pleistocene zand of eventuele tussenzandlagen: - Indringdiepte (in verticale zin) aan de onderkant van het slappe lagen pakket. - Stijghoogte onder extreme omstandigheden onder en achter de dijk. - Opdrijflengte. Verloop freatisch vlak ik de dijk: - Indringlengte (in horizontale zin) in het buitentalud. - Eventuele opbolling. - Eventuele sprong in het freatisch vlak ter plaatse van de wand. (Indien de doorlatendheid (openingen tussen de damwand al dan niet in combinatie met drainage) van het stabiliteitsscherm relatief laag is, waardoor de geohydrologie wordt beïnvloed, dient rekening te worden gehouden met een sprong in het freatisch vlak t.p.v. de wand). Lokale waterspannings- en peilbuismetingen in dijk en ondergrond (niet noodzakelijk). Informatie uit geohydrologische kaarten (niet noodzakelijk). Neerslaggegevens en koppeling met gemeten grondwaterstand (niet noodzakelijk). Mogelijke drainages (inclusief verticale drainage) in de dijk. De stijghoogte in het watervoerend pakket onder extreme omstandigheden (MHW) wordt bepaald door middel van extrapolatie van peilbuismetingen bij niet-stationaire afvoer. Voor 32 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

43 zover mogelijk, hoort hierbij ook de informatie (uit metingen) over het tijdsafhankelijke dan wel (niet-)stationaire verloop van het grondwater, onder invloed van bijvoorbeeld getijden, onder normale en extreme omstandigheden. Hoe met de waterspanningen in dijken dient te worden omgegaan, is weergegeven in TRWD. In [Deltares 2012] wordt aangegeven hoe specifiek met al dan niet tijdsafhankelijke waterspanningen dient te worden omgegaan. Hoe met het tijdsafhankelijke waterstandsverloop dient te worden omgegaan voor macrostabiliteit binnenwaarts in dijkversterkingsplannen in het benedenrivierengebied, dat wordt in [Deltares 2010] weergegeven.(zie paragraaf 3.3.1). Op basis van deze gegevens en/of TRWD kan een vertaling worden gemaakt naar een aantal verschillende standaard potentiaallijnen voor het maatgevende dwarsprofiel, waarmee in alle fasen het stijghoogteveld in het dwarsprofiel kan worden vastgelegd: PL0 horizontale freatische lijn gelijk aan het niveau polderpeil (PL1) PL1 freatische lijn onder normale omstandigheden PL2 freatische lijn onder extreme omstandigheden (MHW of extreme neerslag # ); PL3 stijghoogte watervoerend pakket onder normale omstandigheden; PL4 stijghoogte watervoerend pakket onder extreme omstandigheden (MHW of extreme neerslag # ). In hoofdstuk 4 is aangegeven hoe met deze stijghoogtelijnen dient te worden omgegaan in de verschillende berekeningsfasen van Plaxis. # indien de situatie tijdens extreme neerslag tevens met EEM-analyses dient te worden gecontroleerd (zie paragraaf 3.3.1) In [Nota TU KIS] wordt specifiek voor dijkversterking KIS nader ingegaan op de geohydrologische randvoorwaarden die voor het ontwerpen van de constructies van toepassing zijn Constructieve randvoorwaarden Op basis van de volgende gegevens kan de veiligheid tegen het bezwijken van de constructieve elementen in het te maken ontwerp uiteindelijk worden getoetst: Geometrie-gerelateerde gegevens van de constructieve elementen: - Oppervlakte van de constructiedoorsnede (wand, ankerstaaf). - Weerstandsmoment van de constructiedoorsnede (wand). - Invloed scheve buiging op damwandprofiel, zie [CUR ]. Materiaalkwaliteit constructieve elementen, inclusief variatiecoëfficiënt. - Staal/beton damwandprofielen. - Staal gordingen. - Staal ankerstangen. - Grout ankerlichamen. - Beton diepwanden. - Staal wapening diepwand. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 33 van 60

44 Gegevens over het (aan de materiaalkwaliteit gerelateerde) sterkte- en stijfheidsgedrag van de constructieve elementen: - Karakteristieke waarde van de vloeispanning. - Representatieve waarde van de stijfheid; - materiaalfactoren 34 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

45 4 Berekeningsmethodiek EEM-analyse 4.1 Opzet mesh Mesh De bovenbelasting wordt ongedraineerd aangebracht. Het aanbrengen van deze belasting kan soms lastig zijn doordat deze belasting ondiepe mechanismen kan initiëren. Van belang is om een voldoende fijn rekengrid (mesh) rond het gebied van de bovenbelasting te hebben. Een andere mogelijke remedie is om een extra materiaalgroep rond de bovenbelasting te modelleren, waarvan de cohesie verhoogd kan worden. Inklemming damwand in pleistoceen zand De basisberekening dient te worden opgezet voor een wand die voldoende inklemming heeft in het pleistocene zand. In de vervolgfasen van de berekening wordt dan stapsgewijs de onderkant van de wand omhoog gehaald tot de minimaal mogelijke diepte. Hiermee moet rekening worden gehouden in de geometrie, door de damwand in losse elementen van ongeveer 1 m op te bouwen (dit is alleen nodig over de hoogte in het zand). Voordat in de EEM-analyse de damwand wordt geactiveerd, dient altijd eerst een analyse van de groene dijk (dus zonder constructie) te worden gemaakt. Dat resultaat moet worden vergeleken met het resultaat uit de analyse van de groene dijk met D- Geo Stability (voorheen MStab). Hoewel de vergelijking niet 1 op 1 kan plaatsvinden kunnen verschillen in berekende stabiliteitsfactor of faalmechanisme duiden op onnauwkeurigheden of fouten in de analyses. In het algemeen kan gesteld worden dat een verschil in de berekende stabiliteitfactoren (vanuit de EEM-analyse (in Plaxis: Msf doorgaand bezwijken ) en het D-Geo Stability-resultaat) van 10% als groot kan worden gezien Ook kan een significant verschil in de vorm van de afschuiving te zien zijn hetgeen kan duiden op onnauwkeurigheden of fouten in de analyses. Vaak ligt de oorzaak van te grote verschillen in de opdrijfpotentiaal in de watervoerende zandlaag. Indringdiepte stijghoogte watervoerende laag Direct boven de watervoerende zandlaag wordt conform de functionele eisen van KIS een laag gedefinieerd, waarmee de indringing van de stijghoogte onder normale omstandigheden (PL3) in de cohesieve lagen wordt gemodelleerd. Er wordt verondersteld dat onder (relatief kortdurende) extreme omstandigheden in de watervoerende laag (PL4) de waterspanning aan de bovenkant van deze laag niet verandert, zie fase 2c in Tabel Rekenfasering basisberekening De berekening van de stabiliteitsfactor voor de waterkering wordt uit verschillende rekenfases opgebouwd. Het doel hiervan is om stapsgewijs een spanningssituatie te modelleren die zo goed mogelijk de werkelijk aanwezige situatie benaderd. Hierbij kan onderscheid worden gemaakt naar waterspanningen en effectieve (horizontale en verticale) spanningen. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 35 van 60

46 De opbouw van de EEM-berekening dient zoveel mogelijk de echte geschiedenis van de dijkopbouw te volgen. Dit is vooral van belang voor de optredende vervormingen het niet-lineaire gedrag van grond maakt dat het gedrag in een analyse gevoelig is voor (veranderingen van) de verhouding tussen horizontale en verticale spanningen en daarmee van invloed op de constructieve elementen in de dijk UGT: veiligheid tegen geotechnisch en constructief bezwijken De basisberekening in de beschouwing van de veiligheid tegen geotechnisch en constructief bezwijken bestaat uit de rekenfasen in Tabel 4.1, waarbij in de spanningsopbouw onderscheid wordt gemaakt in de opbouw van de initiële spanningssituatie (fase U1a-1c) en de maatgevende spanningssituatie (fase U2a-2d). Vervolgens wordt op basis van een ongedraineerde en gedraineerde sterkte-reductie berekening (fase U3a-3c) de maatgevende stabiliteitsfactor (MSF doorgaand bezwijken ) tegen geotechnisch bezwijken bepaald. De toetsingen op basis van de resultaten uit de EEM-analyses vinden plaats in fase U4. fase omschrijving type U1 a Initiële fase: bouw het oorspronkelijke grondlichaam op zonder eigen gewicht, met een horizontale freatische lijn gelijk aan het polderpeil (PL0) gedraineerd b Breng het eigen gewicht van het oorspronkelijke grondlichaam aan. gedraineerd c Breng de freatische lijn onder normale omstandigheden (PL1), inclusief eventuele opbolling, in alle grondlagen aan. gedraineerd U2 a Breng in de watervoerende laag en indringingslaag de potentiaal onder normale omstandigheden (PL3) aan. Waterspanning boven indringingslaag tussen PL1 en PL3 interpoleren. gedraineerd b c Activeer de constructieve elementen (damwand, verankering). Deactiveer een eventueel instabiel binnentalud (zie paragraaf 4.3.3). Breng buitenwaterstand (MHW) aan en breng de freatische lijn bij MHW (PL2) aan. Breng in de watervoerende laag de (opdrijf)potentiaal onder extreme omstandigheden (PL4), dus bij optreden MHW, aan. Waterspanning in indringingslaag tussen PL3 (bovenkant) en PL4 interpoleren, en waterspanning boven indringingslaag tussen PL2 en PL3 interpoleren. gedraineerd Gedraineerd d Breng de bovenbelasting op grondlichaam aan (verkeersbelasting). Ongedraineerd U3 a Voer de sterkte-reductie berekening met parametersets M1 uit. Ongedraineerd b Wissel van niet-associatieve (M1) naar associatieve parametersets (M2). Gedraineerd c Voer de sterkte-reductie berekening met parametersets M2 uit. Gedraineerd U4 a Resultaten toets geotechnisch bezwijken: Msf = EEM;g uit fase U3c b Resultaten toets constructief bezwijken: Msf = EEM;i uit fase U3c Tabel 4.1 Opzet fasering opbouw maatgevende spanningstoestand in basisberekening UGT 36 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

47 Indien de situatie tijdens extreme neerslag tevens met EEM-analyses dient te worden gecontroleerd (zie paragraaf 3.3.1) dient in de gegeven fasering in stap U2c in de watervoerende laag niet de (opdrijf)potentiaal onder extreme omstandigheden (PL4) te worden geactiveerd. Wél dient de freatische lijn onder extreme omstandigheden (extreme neerslag) PL2 te worden geactiveerd (zie paragraaf 3.4.2) Ten aanzien van tabel 4.1 gelden de volgende opmerkingen:: Als de laatste stap van een sterkte-reductie instabiel is, wat in het berekeningsscherm middels een rood kruis voor de rekenfase wordt aangegeven, dan hoeft dit nog niet te betekenen dat de berekende stabiliteitsfactor (Msf) onjuist is. Het is dan van belang om de Msf-ontwikkeling over alle rekenstappen te bekijken. Het kan zijn dat lokale instabiliteiten een rol spelen. Deze moeten op een andere manier worden opgelost, zodanig dat het juiste faalmechanisme (macrostabiliteit binnenwaarts) wordt gevonden. Als bezwijken bv een oppervlakkig mechanisme is dat de invloed van de dijk niet beïnvloedt, dient dit niet-maatgevende mechanisme te worden uitgeschakeld door aanpassing van of de geometrie of de materiaalparameters (bv lokaal hogere cohesie). In het geval van het bezwijken van een deel van de dijk aan binnenwaartse zijde van de wand, kan als oplossing een bezweken dijkprofiel worden geschematiseerd, zie paragraaf BGT: vervormingen De basisberekening in de beschouwing van de vervormingen bestaat uit de rekenfasen in Tabel 4.2, waarbij in de spanningsopbouw onderscheid wordt gemaakt in de opbouw van de initiële spanningssituatie (fase B1a-1c) en de maatgevende spanningssituatie (fase B2a-2d). Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 37 van 60

48 fase Omschrijving type B1 B2 a Initiële fase: bouw het oorspronkelijke grondlichaam op zonder eigen gewicht, met een horizontale freatische lijn gelijk aan het polderpeil (PL0) b Breng het eigen gewicht van het oorspronkelijke grondlichaam aan. c Breng de freatische lijn onder normale omstandigheden (PL1), inclusief eventuele opbolling, in alle grondlagen aan. a Breng in de watervoerende laag en indringingslaag de potentiaal onder normale omstandigheden (PL3) aan. Waterspanning boven indringingslaag tussen PL1 en PL3 interpoleren. b Activeer de constructieve elementen (damwand, verankering). Deactiveer een eventueel instabiel binnentalud (zie paragraaf 4.3.3). gedraineerd gedraineerd gedraineerd Gedraineerd Gedraineerd c Buitenwaterstand (als belasting) aanbrengen. Breng in de watervoerende laag de (opdrijf)potentiaal onder extreme omstandigheden (PL4), dus bij optreden MHW, aan. Waterspanning in indringingslaag gelijk aan PL3 houden (dus NIET naar PL4 interpoleren), en waterspanning boven indringingslaag tussen PL1 en PL3 interpoleren. Ongedraineerd d Breng de bovenbelasting op grondlichaam aan (verkeersbelasting). Ongedraineerd B3 a Resultaten toets vervormingen binnenkruin en talud uit fase B2d Tabel 4.2 Opzet fasering opbouw maatgevende spanningstoestand in basisberekening BGT Uit tabel 4.2 blijkt dat er sprake is van twee afwijkingen ten opzichte van de rekenfasering bij het beschouwen van de veiligheid tegen geotechnisch en constructief bezwijken in Tabel 4.1: Het aanbrengen van het grondwaterregime onder extreme omstandigheden (fase B2c) dient ongedraineerd te worden uitgevoerd. Waarbij het grondwaterregime uit een andere combinatie van potentiaallijnen en zonder interpolatie dient te worden opgebouwd. 4.3 Toelichting op (numerieke) aspecten Gedraineerd vs ongedraineerd Om onduidelijkheden in gebruikte terminologie in de methodiek te vermijden, dient wat betreft de termen gedraineerd en ongedraineerd duidelijk onderscheid te worden gemaakt naar: a. (on)gedraineerd in relatie tot de omstandigheden (bv de belastingsnelheid) waaronder de te beschouwen spannings- en sterkteverdeling in werkelijkheid tot stand komt; b. (on)gedraineerd in relatie tot de wijze van berekenen (bv met Plaxis) in rekenfasen dan wel de sterkte-reductie berekening, 38 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

49 Het belang van dit onderscheid blijkt uit de wijze waarop de maatgevende spanningssituatie onder extreme omstandigheden (MHW) dient te worden opgebouwd. In de fasering dient namelijk een mogelijk onder ongedraineerde (terminologie a) omstandigheden tot stand gekomen water(over)spanningsverdeling in de ondergrond, bv door een hoge belastingsnelheid, te worden vertaald naar een aantal grondwater potentiaallijnen die in een gedraineerde (terminologie b) rekenfase worden toegepast. Conform TREEM kunnen op dit moment ongedraineerde (terminologie b) sterkte-reductie berekeningen nog niet goed worden uitgevoerd. De rekensterkte waarmee in het model wordt gerekend is mogelijk lager dan voorzien, omdat het niet goed mogelijk is de wateroverspanningen, gegenereerd tijdens het bezwijken, te kwantificeren. Daarom wordt gesteld dat de ongedraineerde (terminologie b) sterkte op basis van effectieve parameters gevaarlijk is Numerieke aspecten Ignore undrained behaviour Zet tijdens de gedraineerde sterkte-reductie berekening (fase 3c) de optie "ignore undrained behaviour" aan. Het is immers de bedoeling dat deze sterkte-reductie berekening, waarin de globale veiligheid van de versterkte waterkering tegen geotechnisch bezwijken wordt beschouwd, gedraineerd wordt uitgevoerd. Rekentolerantie Als het berekeningsproces in een rekenstap niet lekker loopt, dan kan het noodzakelijk zijn om een grotere rekentolerantie dan de standaardwaarde van 1% aan te houden om deze rekenstap toch te kunnen doorrekenen. Gebruik een tolerantiecriterium van maximaal 2% en houdt er rekening mee dat de stabiliteitsfactor hiervan afhankelijk kan zijn. Dit betekent dat men de tolerantie moet variëren om te zien of deze invloed daadwerkelijk aanwezig is. Het is niet in algemene termen te beantwoorden of verhoging van de rekentolerantie acceptabel is of niet. Wel wordt gesteld dat de gebruikte rekentoleranties bij de verslaglegging van de analyse vastgelegd dienen te worden. En bij voorkeur dient te worden uitgezocht waarom een betreffende rekenstap problemen oplevert bij de berekeningen. Iteraties Bij alle rekenfasen dient te worden uitgegaan van 100 iteraties per rekenstap. Dit is hoger dan het standaard aantal iteraties van 60. Arc length control Bij verandering van de waterspiegel moet de standaard arc lengte procedure uitgezet worden. De arc lengte procedure kan voor dit type berekeningen tot numerieke problemen leiden. Bij de sterkte-reductie is het essentieel dat de arc length procedure aanstaat. Tension cut-off Uitzetten van de tension cut-off is in het algemeen nauwelijks van invloed op de nauwkeurigheid, maar heeft een gunstig effect op de numerieke stabiliteit van de sterkte- reductie. Opdrijfcondities Na afloop van de stap, waarin het grondwaterregime onder extreme omstandigheden is aangebracht, dient de korrelspanning op het grensvlak te worden gecontroleerd. In een Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 39 van 60

50 volledige opdrijfsituatie (bij een veiligheid tegen opdrijven van 1,0) moet deze bijna gelijk zijn aan nul. Het aanbrengen van de opdrijfpotentiaal is vaak numeriek lastig. Het onbalanscriterium en het toelaatbare aantal onnauwkeurige plastische punten zijn direct aan elkaar gekoppeld. Bij opdrijven is doorgaans niet het onbalanscriterium doorslaggevend maar het aantal toelaatbare onnauwkeurige plastische punten Instabiel binnentalud Bij het toepassen van een damwand hoog in het talud of in de kruin van de dijk dient te worden gecontroleerd of de stabiliteit van het binnentalud verzekerd is. Een afschuiving van het binnentalud zal namelijk het functioneren van de damwand nadelig beïnvloeden. Indien het binnentalud een lage stabiliteitsfactor bezit (lager dan Msf = EEM;i 8, zie ook paragraaf 2.3.2), zodat de kans op daadwerkelijk afschuiven van het binnentalud vóór het optreden van het ontwerppeil moet worden aangenomen), dan dient voor het ontwerp rekening te worden gehouden met de invloed van een restprofiel. Veiligheidshalve dient conform [HSK 2012] te worden uitgegaan van een afgeschoven binnentalud dat een zakking over een hoogte van 2/3 H heeft ondergaan. Hierbij behoeft dan geen reststerkte te worden gemodelleerd. Hierbij is H gedefinieerd als de kerende hoogte: de kruinhoogte van de dijk minus het binnendijkse maaiveld (achter de berm!), zie Figuur 4.1). Praktisch gezien kan dit worden gemodelleerd door het in Figuur 4.1 gearceerde deel van het grondlichaam aan de polderzijde van het stabiliteitsscherm weg te laten c.q. in de EEM-rekenfasering te deactiveren. Als het freatisch vlak hierdoor boven het nieuwe maaiveld niveau komt te liggen dient het freatisch vlak (daar waar het boven het nieuwe maaiveld niveau ligt) te worden verlaagd tot op het nieuwe maaiveldniveau (afgeschoven talud). Verankerd Stabiliteit-scherm Buitendijks restprofiel zakking =2/3*H H Binnendijks Slappe lagen Zand Figuur 4.1 Modellering Plaxis: restprofiel met zakking over 2/3*H, zie [HSK 2012] 8 Als criterium dient EEM;i te worden genomen. Het criterium EEM;g betreft alleen totale stabiliteit 40 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

51 Het aantal in [HSK 2012] onderzochte gevallen is nog te beperkt om op dit moment met voldoende zekerheid een generieke conclusie voor alle dijken te kunnen trekken. Om wel tot een generieke conclusie te kunnen komen wordt aanbevolen om in de komende projecten waar stabiliteitsschermen worden ontworpen voor enkele gevallen te verifiëren of de bovengenoemde aanname van 2/3 H veilig is. Hiervoor kan eenvoudigweg de aanpak zoals beschreven in het bij deze ontwerprichtlijn behorende achtergrondenrapport worden gevolgd. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 41 van 60

52

53 5 Eisen aan ontwerp 5.1 Globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken Toets macrostabiliteit constructief versterkte waterkering (UGT) In de sterkte-reductie berekening wordt, op basis van de opgeschaalde rekenwaarden van de grondsterkte, de maatgevende stabiliteitsfactor (Msf doorgaand bezwijken ) van het constructief versterkte grondlichaam bepaald. Hierbij dient ten minste de minimaal vereiste stabiliteitsfactor in relatie tot het geotechnisch bezwijken van het grondlichaam inclusief constructieve elementen ( EEM;g ) inclusief opschaalfactor te worden behaald, zie paragraaf 2.3.1: Msf doorgaand bezwijken EEM;g (5.1) Indien de maatgevende stabiliteitsfactor niet groter dan of gelijk aan de vereiste stabiliteitsfactor wordt, dan dient de analyse (inclusief sterkte-reductie) met een dieper gelegen teenniveau te worden herhaald totdat wel aan deze ontwerpeis wordt voldaan. Bij het ontwerpniveau voor de teen van de constructieve versterking dient niet alleen te worden voldaan aan de eis voor de globale veiligheid van tegen constructief bezwijken. Ook dient bij dit teenniveau onder alle omstandigheden voldoende verticale draagkracht (zie paragraaf 5.1.2) te kunnen worden gemobiliseerd, en dient de constructieve sterkte van de elementen (zie paragraaf 5.2) te zijn gewaarborgd Toets verticale draagkracht Wat betreft de verticale draagkracht van het stabiliteitssscherm wordt in [CUR ] aangegeven dat een uitsluitend in verticale richting belaste damwand met behulp van de rekenregels in NEN-EN kan worden beschouwd. Indien deze wand ook op buiging wordt belast, dan zouden in de beschouwing echter ook de richting van de wandwrijving en de grootte van de wandwrijvingshoek moeten worden meegenomen. Hierbij wordt in de CURpublicatie expliciet het gebruik van EEM-model genoemd. Op dit moment is echter de kennis over de onderlinge interactie tussen de constructieve elementen enerzijds, en tussen de constructieve elementen en de omringende grond anderzijds nog onvoldoende. Als voorbeeld wordt de toename van de ankerkracht ten gevolge van zettingen en de resulterende toename van het buigende moment genoemd. Daarom wordt de verticale draagkracht voorlopig buiten het EEM-model om op basis van de rekenregels in NEN-EN beschouwd. N.B. Nader onderzoek, bijvoorbeeld binnen het SBW-onderzoeksprogramma, is nodig om dat in de toekomst wel met behulp van het EEM-model te kunnen gaan doen. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 43 van 60

54 De verticale draagkracht van de wand (de som van de punt- en schachtweerstand) dient onder alle omstandigheden groter te zijn dan de totale verticale belasting: het eigen gewicht, de verticale component van de maatgevende ankerkracht onder extreme omstandigheden en de negatieve kleefbelasting. Oftewel, de wand dient zettingsvrij te zijn: (F r;drkr;punt + F r;drkr;schacht ) q eg + f open n cos() F s;a;drkr + F s;nk;drkr (5.2) waarin: F r;drkr;punt rekenwaarde puntweerstand conform artikel 7.6 van NEN-EN [kn/m ] F r;drkr;schacht rekenwaarde schachtweerstand conform artikel 7.6 van NEN-EN [kn/m ] q eg eigen gewicht [kn/m ] f open factor m.b.t. openingspercentage stabiliteitsscherm [-] n additionele veiligheidsfactor voor draagkracht = 1,25 [-] helling ankerstang ten opzichte van de verticaal [º] F s;a;drkr maatgevende ankerkracht onder extreme omstandigheden [kn/m] F s;nk;drkr rekenwaarde negatieve kleefbelasting conform artikel van NEN-EN [kn/m ] De maatgevende ankerkracht onder extreme omstandigheden (F s;a;drkr ) is gelijk aan de maatgevende ankerkracht uit de EEM-analyse inclusief de ankerkrachttoename als gevolg van samendrukking van de bodem (bv door autonome bodemdalingen ofwel zettingen die zullen optreden ten gevolge van een extra aan te brengen grondbelasting), zie paragraaf De verticale draagkracht van de damwand is van direct belang voor het functioneren van de gehele constructie. Een damwand die wegzakt onder de belasting, zal de in de EEM-analyse vastgestelde veiligheid (zie paragraaf 2.3) negatief beïnvloeden. Opgemerkt dient te worden dat een interactieberekening in Plaxis niet als voldoende wordt beschouwd om de verticale draagkracht te toetsen. Invloed q c -reductie op punt- en schachtweerstand De punt- en schachtweerstand dienen conform artikel van NEN-EN op basis van de gemeten conusweerstand (q c ) uit de maatgevende sondering te worden bepaald. Hierbij dient met een q c -reductie door de hoge grondwaterstand onder extreme omstandigheden rekening te worden gehouden. Deze q c -reductie dient volgens [CUR ] te worden bepaald: ' d qc (5.3) ' i waarin qc correctiefactor voor de conusweerstand q c [-] i initiële korrelspanning waarbij de sondering is gemaakt [kn/m 2 ] d korrelspanning onder extreme omstandigheden [kn/m 2 ] Indien fluïderen wordt toegepast bij het inbrengen van de wandelementen, dan dient rekening te worden gehouden met een reductie van de conusweerstand. Specifiek voor de dijkversterking KIS wordt hierbij verwezen naar [Deltares 2012]. 44 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

55 Invloed openingspercentage Het effect van openingen in een stabiliteitsscherm wordt gemiddeld over de wand. De belasting op de resterende planken neemt hierdoor toe met een factor: f open 100% 100% P waarin: f open factor m.b.t. openingspercentage stabiliteitsscherm [-] P openingspercentage [%] (5.4) Enerzijds is het vanuit oogpunt van de geohydrologie wenselijk dat de grondwaterstand niet wordt beïnvloed door het stabiliteitsscherm. Daarom wordt in het algemeen het scherm op geregelde afstanden onderbroken, door een ruimte open te laten tussen de opeenvolgende planken. Anderzijds dient de wand grondmechanisch te fungeren als doorlopende wand, wat betekent dat deze openingen niet te breed mogen worden. Opgemerkt wordt, dat het realiseren van openingen in de doorlopende damwandconstructie de eigenschappen van de damwandconstructie kan beïnvloeden omdat de profielen, direct naast de openingen in de constructie, onder de belasting kunnen draaien (torderen) in het slot. De gebruiker dient hier rekening mee te houden in het ontwerp. Ter illustratie geldt voor een openingspercentage van 20% dat f open = 1,25. De voorkeursoplossing voor een ontwerp met dit percentage wordt in Figuur 5.1 geschetst. Er worden vier dubbele profielen geplaatst, waarna de breedte van één dubbel profiel wordt overgeslagen. gelast slot g el as t sl ot g el ast sl ot gelast slot go rdi ng enz. 4 dubbele profielen 1 dubb e l pr ofie l overslaan Figuur 5.1 Patroon damwanden met 20% opening Toetsvervormingen constructief versterkte waterkering (BGT) Het toetsen van vervormingen bij constructieve ontwerpen is een onderwerp dat nog in ontwikkeling is. Gelet op de waterkerende functie van de dijk is het niet acceptabel dat de kruin te veel zakt, Voorlopig zijn de onderstaande criteria vastgesteld voor BGT en UGT. In hoofdstuk 4 wordt nader ingegaan op de opzet van de fasering in de EEM-analyses voor de UGT en de BGT. BGT: De vervorming wordt in de BGT getoetst, waarin de karakteristieke sterkteparameters worden gehanteerd. Daarnaast is de betrouwbaarheidsindex voor de BGT lager. Hier zijn geen exacte waarden gegeven, maar een waarde van = 3,4 (CUR-klasse 2) is naar verwachting een veilige waarde. Voor de BGT geldt de volgende eis bij de maatgevende belasting: Kruinzakking 0,10 m. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 45 van 60

56 Voor de BGT geldt voor de onverankerde damwand / constructie de aanvullende eis bij de maatgevende belasting: Horizontale verplaatsing van de constructie 0,10 m. Waar sprake is van een open constructie (geen doorlopende constructie in lengterichting van de dijk) gelden de genoemde vervormingseisen zowel voor de damwand (of andere constructies) als voor het grondlichaam in de opening tussen de constructieve elementen. UGT Voor de verankerde damwand zijn geen vervormingseisen gesteld in de UGT. Voor de onverankerde damwand geldt de volgende vervormingseis bij de maatgevende belasting: 2% van de wandlengte met een maximum van 0,5 m. De genoemde vervormingseisen in de UGT, waar sprake is van een open constructie (geen doorlopende constructie in lengterichting van de dijk), gelden zowel voor de damwand (constructie) als voor het grondlichaam in de opening tussen de constructieve elementen. Als er schade aan een pand wordt verwacht als gevolg van hoogwater verdient het de aanbeveling om na te gaan of het mogelijk is met een zwaarder of ander ontwerp die schade te voorkomen. Vervolgens zou een afwegingsprocedure gemaakt moeten worden om vast te stellen of die zwaardere of eventueel andere constructie wel of niet toe wordt gepast. Dit is bij dijkversterking KIS niet van toepassing. Ten behoeve van de bereikbaarheid moet de resterende breedte van de kruin van de dijk te allen tijde minimaal 3 m zijn. Daarbij moet ook rekening worden gehouden met erosie van het voorland en/of buitentalud en het afschuiven van het restprofiel. 5.2 Veiligheid tegen bezwijken constructieve elementen Als de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken bij een bepaald teenniveau van het stabiliteitsscherm voldoende is, dus als aan de vergelijkingen (2.1) en (2.2) in paragraaf wordt voldaan, dan kunnen de maatgevende snedekrachten in de wand en in de verankering worden bepaald. Conform paragraaf dient dit bij de stap in de sterkte-reductie te gebeuren waar juist aan de vereiste stabiliteitsnorm volgens paragraaf (dus met schematiseringsfactor en modelfactor gelijk aan 1,0 (bij niet doorlopende constructies geldt mogelijk een modelfactor van 1,1) wordt voldaan. Voor het bepalen van het optimale teenniveau in het ontwerp is het inzichtelijk om de invloed van het teenniveau op het inklemmings- en veldmoment in de wand en de ankerkracht conform Figuur 5.2 in beeld te brengen. 46 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

57 moment [knm/m] en ankerkracht [kn/m] Ms;veld;max;rep Ms;inkl;max;rep Fs;st;rep teenniveau [m NAP] Figuur 5.2 Bepaling optimaal ontwerppunt constructieve versterking De stippellijn in Figuur 5.2 geeft het optimale ontwerppunt aan. Indien ook de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken en de verticale draagkracht het toelaten, dan kan het teenniveau ook hoger worden gekozen. In dat geval is het veldmoment groter, maar kan een kortere wand worden toegepast. Dit is een economische optimalisatie. De maatgevende snedekrachten moeten worden ontleend aan de rekenstap in de sterktereductie waarbij de stabiliteitsfactor MSF gelijk is aan de vereiste stabiliteitsfactor EEM;i volgens vergelijking (2.3) wordt voldaan. Voorafgaand aan de toets van de constructieve elementen dienen deze naar rekenwaarden te worden vertaald Rekenwaarde van snedekrachten Bij het vaststellen van de rekenwaarden van snedekrachten in de constructieve elementen moet conform paragraaf rekening worden gehouden met additionele veiligheidsfactoren: Specifiek voor dijkversterking KIS geldt hiervoor: 1,15 bij het vaststellen van het maatgevend (veld)moment, maatgevende dwarskracht en de maatgevende normaalkracht in damwand en diepwand. 1,25 bij het beschouwen van de maatgevende ankerkracht voor het dimensioneren van het anker (ankerstaaf, ankerbevestiging, gording en ankerlichaam?). De normaalkracht in de damwand wordt berekend in de maatgevende situatie, na toename van de ankerkracht door zetting. De normaalkracht wordt dus niet direct uit de Plaxis-som gehaald, maar uit de verticale component van de totale ankerkracht: Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 47 van 60

58 s;d open n N f cos F (5.7) s;a;rep waarin: N s;d rekenwaarde van normaalkracht in wand [kn/m ] f open factor openingspercentage, zie paragraaf [-] n additionele veiligheidsfactor voor de normaalkracht = 1,15 F s;a;rep representatieve waarde van kracht in ankerstaaf, zie paragraaf [kn] helling ankerstang t.o.v. verticaal [graden] Daarnaast moet rekening gehouden worden met een normaalkracht als gevolg van negatieve kleef. De negatieve kleef moet berekend zijn conform [NEN 9997], paragraaf De negatieve kleef treedt op in grondlagen die méér zakken dan de damwand. Voor deze grondlagen moet de representatieve waarde van de negatieve kleef F nk;rep worden berekend volgens (d). De rekenwaarde van de negatieve kleef is: F nk;d = n * f;nk* F nk;rep= 1,15*1,0*F nk;rep. De belasting door negatieve kleef verloopt en neemt toe met de diepte. Bovenaan de damwand is de belasting door negatieve kleef nihil. De belasting is maximaal aan de onderzijde van de grondlagen die méér zakken dan de damwand. In de bepaling van de normaalkracht in de damwand moet met dit verloop rekening worden gehouden. De normaalkracht in de damwand neemt af door grondlagen die positieve kleef op de damwand uitoefenen. Deze positieve kleef treedt op in grondlagen die minder zakken dan de damwand. De positieve kleef moet bepaald worden volgens paragraaf van [NEN 9997]. Voor de rekenwaarde van het maatgevende wandmoment uit de EEM-analyse geldt: Ms;d fopen z M M s;max;plx (5.6) waarin: M s;d rekenwaarde van het moment [knm/m ] f open factor openingspercentage, zie paragraaf [-] z factor voor gevolg van ankerkrachttoename, zie hieronder [-] M additionele veiligheidsfactor voor het moment = 1,15 M s;max;plx maximum moment Plaxis in damwanddoorsnede bij ontwerpnorm [knm/m ] Invloed momenttoename als gevolg van zetting op ankers De ankerkracht neemt in de loop van de levensduur toe als gevolg van zakkingen van de omringende grond, zie paragraaf Hierdoor wordt de wand ook zwaarder belast, omdat het anker aan de wand vastzit. Het moment neemt toe, alsmede de verticale belasting die van invloed is op de verticale draagkracht van de damwand. Het effect van de ankerkrachttoename op het moment in de wand wordt meegenomen door middel van een extra toeslagfactor op het moment ( z ), die op basis van berekeningen moet worden vastgesteld. De grootte van de toeslagfactor is voornamelijk afhankelijk van de bodemopbouw. 48 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

59 De extra toename van het moment als gevolg van de invloed van de zakkende grond op de ankers, zie paragraaf 5.2.3, hoeft bij dijkversterking KIS niet te worden vastgesteld op basis van berekeningen. Deze toename is op basis van ontwerpstudies in het verleden bij dijkversterking Nederlek vastgesteld op 10%, zodat geldt: Opgemerkt dient te worden dat de extra toeslagfactor op het moment alleen van toepassing is als er sprake is van enige toename van de ankerkrachten als gevolg van samendrukking van de slappe lagen Toets constructieve sterkte damwand Bij het bepaalde teenniveau moet de resulterende spanning in de uiterste vezel, conform de NEN EN 1990 serie inclusief Nationale Bijlage (voorheen NEN 6770, dan wel hoofdstuk 8 van NEN 6720/VBC 1990), worden getoetst aan de vloeispanning van de gebruikte staalkwaliteit: Ms;d Ns;d s;dw;d f W A corr corr y;dw;d (5.8) waarin: s;dw;d rekenwaarde spanning in de uiterste vezel van de damwanddoorsnede [kn/m 2 ] M s;d rekenwaarde van het moment [knm/m] W corr weerstandsmoment van de damwanddoorsnede na corrosie [m 3 ] N s;d rekenwaarde van de normaalkracht [kn/m] A corr oppervlakte van de damwanddoorsnede na corrosie [m 2 ] f y;dw;d rekenwaarde vloeispanning damwandstaal (inclusief m;corr, zie hieronder) [kn/m 2 ] Voor het constructieve ontwerp van KIS dient te worden benadrukt dat het niet acceptabel is om rekening te houden met plastische vloei in de constructie. Bij het ontwerp van de constructieonderdelen dient uitsluitend rekening te worden gehouden met de elastische capaciteit van de stalen onderdelen (waarbij net geen vloei optreedt in de uiterste vezel). Voor het constructieve ontwerp van KIS geldt een waarde m;corr = 1,0. Dit houdt verband met de additionele veiligheidsfactoren die op moment en ankerkracht worden toegepast, zie ook paragraaf Controle op knik Omdat de damwand zowel op buiging als normaalkracht wordt belast, moet op knik worden gecontroleerd. Knik mag worden verwaarloosd als de rekenwaarde van de normaalkracht kleiner is dan 4% van de rekenwaarde van de knikkracht, zie paragraaf van [CUR ]. Controle op dwarskracht De rekenwaarde van de dwarskracht moet getoetst worden aan de rekenwaarde van de sterkte van de damwandplank volgens de betreffende materiaalnormen. Stalen profielen Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 49 van 60

60 moeten worden getoetst volgens Eurocode 3, deel 5. Voor een toelichting wordt verwezen naar paragraaf van deel 2 van [CUR 166]. In de vaststelling van de rekenwaarde van de dwarskracht moet de additionele veiligheidsfactor 1,15 zijn toegepast Toets constructieve sterkte verankering Bij het dimensioneren van de damwanden zijn de ankers verondersteld onder een hoek van 45 o met de vertikaal te verlopen. De rekenwaarde van de spanning in de ankerstaaf moet getoetst worden aan vloeispanning van de gebruikte staalkwaliteit voor de ankerstangen: F s;a;d s;a;d fy;a;d (5.10) Acorr waarin: s;a;d rekenwaarde van de spanning in de ankerstaaf [kn/m 2 ] F s;a;d rekenwaarde van de ankerkracht na zetting [knm/m] A corr oppervlakte ankerdoorsnede na corrosie, zie paragraaf [m 2 ] f y;a;d rekenwaarde vloeispanning ankerstaal [kn/m 2 ] De invloed van momenten in de ankerstang op de spanning in de ankerstang (die volgens de beschrijving van het CUR-model in [CUR ] moeten worden meegenomen) blijven buiten beschouwing. Dit als gevolg van de belangrijke constatering, dat het systeemgedrag van dit constructieve element het beste met de kabelvergelijking kan worden beschreven; momenten spelen in een dergelijk mechanisch systeem geen rol. Invloed van grootte ankerdiameter Bij het vaststellen van de toename van de ankerkracht door zakking van de omringende grond is rekening gehouden met een ankerdiameter van 0,1 m. Deze (globale) afmeting mag niet zonder overleg met meer dan circa 20% worden overschreden, omdat bij het toepassen van een grotere ankerdiameter ook de ankerkrachttoename groter is. Een herberekening zal in dat geval noodzakelijk zijn. Zetting op ankerstangen Voorgesteld wordt om uit te gaan van een aangepaste versie van het CUR-model volgens [CUR ]. De aanpassingen betreffen de volgende punten: Voor de belastingfactor () moet worden uitgegaan van een waarde gelijk aan 9, rekening houdend met gunstige rand- en 3D-effecten. Voor de modelfactor () moet worden uitgegaan van een waarde gelijk aan 24. Dit is de term ,5 in de formule van loodrecht belaste ankerstang (geval 1) in paragraaf van [CUR ]. Een extra verhoging van 25% van de berekende ankerkrachttoename in rekening brengen als gevolg van het effect van de ongunstige bodemopbouw in het geval van de Krimpenerwaard en Alblasserwaard. Deze benadering is mogelijk conservatief bij een andere bodemopbouw dan die in de Krimpenerwaard en Alblasserwaard. Vanwege de constatering, dat de kabelvergelijking een betere beschrijving van het systeemgedrag levert, worden momenten in de ankerstang verwaarloosd. Daarnaast moet voor de initiële ankerkracht en de zetting een voldoende veilige waarde worden aangehouden. Een hoge initiële ankerkracht leidt tot een kleine ankerkrachttoename door zetting. Daarom wordt voorgeschreven dat deze toename conform Figuur 5.3 moet 50 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

61 worden berekend, uitgaande van de initiële ankerkracht die in de UGT met de lage karakteristieke waarden voor de grondsterkte (inclusief partiële veiligheidsfactoren, dus in feite de rekenwaarden) is bepaald. Let bij het toepassen van de formules op de eenheden van krachten. De ankerkracht uit de Plaxis-berekening (F s;a;plx ) wordt gegeven in [kn/m ]. Om in bovenstaande relatie te gebruiken moet deze dus met de hart-op-hart afstand worden vermenigvuldigd. Toename ankerkracht door zetting GTT1A Bepaling F a,max Rekenwaarden: Laag karakteristieke waarden Rekenwaarden: Gemiddelde waarden Rekenwaarden: Hoog karakteristieke waarden Bepaling F a,max bij optreden MHW (in Plaxis) Bepaling F a,max bij optreden MHW (in Plaxis) Bepaling F a,max bij optreden MHW (in Plaxis) Bepaling toename ankerkracht F a (CUR-model) Bepaling toename ankerkracht F a (CUR-model) Bepaling toename ankerkracht F a (CUR-model) Maatgevende ankerkracht vaststellen: F max = F a,max + F a rekenwaarde totale ankerkracht: F a;max st,d = 1,25 (F a;max + F a ) F a;max;gr;d = 1,25 F a;max + 1,1 F a Figuur 5.3 Aangepast veiligheidsfilosofie bij bepaling toename ankerkracht door zetting Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 51 van 60

62 5.2.4 Toets uittrekkracht groutlichaam De rekenwaarde van de uittrekkracht moet getoetst worden aan de maximale ankerkracht: F s;gr;d F (5.12) r;a;gr;d waarin: F s;gr;d rekenwaarde van belasting op groutlichaam, inclusief ankerkrachttoename [kn] F r;a;gr;d rekenwaarde houdkracht groutlichaam, zie hoofdstuk 7 van [CUR ] [kn] Toets constructieve sterkte gording Voor het ontwerp van de gording wordt verwezen naar paragraaf van CUR 166-deel 2. Voor de rekenwaarde van de belasting op de gording kan worden uitgegaan van F s;gr;d. 5.3 Toetsen snijden van grond rondom constructieve elementen Een ontwerp met een open constructie wordt bij voorkeur gemodelleerd als een tweedimensionaal (2D) rekenprobleem in een dwarsdoorsnede, terwijl in werkelijkheid driedimensionale effecten (3D) een belangrijke rol spelen. Wanneer de afstand tussen de constructieve elementen voldoende klein is, is boogwerking aannemelijk en zijn de uitkomsten van een 2D-analyse in EEM redelijk betrouwbaar. Bij dit project (KIS) dienen er zowel 2D- als 3D-analyses te worden uitgevoerd voor een aantal dwarsdoorsneden om aan te tonen dat een ontwerp voorzien van openingen door middel van 2D-analyse tot een evident veilige situatie leidt, zie verder paragraaf Bij het ontwerpen van kleinschalige constructieve elementen die gerealiseerd worden met de 2D-analyse (waar de eigenschappen van de constructie worden uitgemiddeld over de gekozen hart op hart afstand tussen de constructieve elementen), wordt het effect van de constructie opgevat als ware het een voldoende sterke en stijve doorgaande damwand in lengterichting van de dijk. Bij de 2D berekening van deze situatie dient daardoor een extra controle op snijden te worden uitgevoerd. Voor het toetsen van het snijcriterium wordt verwezen naar paragraaf in [INSIDE 2011]. Deze paragraaf is speciaal voor dijkdeuvels opgesteld, maar kan in principe ook worden toegepast voor het toetsen van het snijcriterium van vergelijkbare constructies. 52 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

63 6 Uitvoerings- en ontwerpaspecten 6.1 Ontwerp in relatie met de uitvoerings- en gebruikssituatie Risico s bij het inbrengen van stalen damwanden Bij de keuze voor het toepassen van stalen damwanden bij een dijkversterking hangen de uitvoerings- en ontwerpaspecten nauw met elkaar samen. Keuzes voor de uitvoering hebben namelijk invloed op het ontwerp en vice versa. Een belangrijk aspect is de inbrengmethode en de risico s bij het inbrengen van de stalen damwanden. Bij de aanwezigheid van bebouwing, of andere trillings- of zettingsgevoelige objecten in de dijk, dient rekening te worden gehouden met de risico s voor het ontstaan van schade aan deze objecten wegens het op diepte brengen van de damwand. Daarnaast dient rekening te worden gehouden met de mogelijkheid dat eventueel opgelegde grenswaarden (bijvoorbeeld de gemeten trillingswaarden aan de bebouwing) bij het inbrengen van de damwand overschreden kunnen worden. Het verdient dus al in de ontwerpfase de aanbeveling om te overwegen welke terugvalscenario s mogelijk zijn voor het geval dat de installatie van de techniek tijdens de uitvoering tegen valt. Terugvalscenario s kunnen bijvoorbeeld zijn het drukken van de damwanden, het fluïderen tijdens het inbrengen, het vergroten van de afstand tussen de bebouwing en de constructie of het toepassen van een ander type constructie waarvan verwacht wordt dat de omgevingsbeïnvloeding tijdens het installeren minder risicovol zal zijn. Specifiek voor de dijkversterking KIS, waar verankerde damwanden in het referentieontwerp zijn aangegeven, is rekening gehouden met een minimale afstand van circa 6 m uit de bebouwing. Deze afstand is aangehouden in verband met uitvoeringsaspecten (het schaderisico bij het inbrengen van de damwandconstructie en in verband met de benodigde ruimte, onder andere in verband met het plaatsen van de ankerconstructies). Dit zijn relatief korte afstanden, waarbij de kans op het ontstaan van schade als gevolg van het aanbrengen van damwandconstructies (wegens trillingen) aanwezig is. Een afweging van de risico s bij het inbrengen van de damwanden, voor wat betreft onder andere het ontstaan van schade aan de aanwezige objecten ofwel het niet kunnen inbrengen van de damwanden wegens het overschrijden van grenswaarden, en een afweging van eventuele terugvalscenario s tijdens de uitvoering, dient dus de nodige aandacht te krijgen tijdens de ontwerpfase Risico s beïnvloeding geohydrologische situatie Naast een beschouwing van de uitvoeringsaspecten dient in de ontwerpfase eveneens een afweging te worden gemaakt van een eventuele beïnvloeding van de geohydrologische situatie door het installeren van een damwandconstructie in de dijk. Uit onderzoek van Deltares is gebleken, dat als gevolg van het aanbrengen van constructies in een dijklichaam, de grondwaterstand beïnvloed kan worden, waardoor wateroverlast of juist verdroging op kan treden. Dit is vaak met het oog op de aanwezige bebouwing ongewenst. Dit kan tevens invloed hebben op andere faalmechanismen in de dijk (o.a. microstabiliteit van het binnentalud). De volgende aspecten kunnen mogelijke schade aan de bebouwing tot gevolg hebben: Verlaging van de freatische lijn, waardoor korrelspanningtoename extra zettingen in de ondergrond optreden. Dit kan met name bij op staal gefundeerde panden tot zettingschade leiden. Dergelijke schade zal pas op termijn zichtbaar zijn. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 53 van 60

64 Stijging van de freatische lijn, waardoor schade ten gevolge van wateroverlast kan ontstaan. Ook dit effect zal meestal pas op termijn zichtbaar zijn. De invloed van het installeren van de damwand op de geohydrologische situatie is sterk afhankelijk van de locatie van de damwand, de locatie van de bebouwing, de heterogeniteit van de ondergrond en van het plaatselijke grondwaterregime. Als oplossing voor beïnvloeding van de grondwaterstand door het inbrengen van damwanden zijn verschillende mogelijkheden voor handen. De mogelijkheid bestaat om de damwand doorlatend te maken door het realiseren van openingen in de damwand in combinatie met drainage aan beide zijden van de damwand. Bij de ontwerpfase dient in dat geval rekening te worden gehouden met een eventuele achteruitgang in de sterkte en stijfheid van de damwand, onder andere door het mogelijk optreden van scheve buiging. Bij de ontwerpfase dient tevens rekening te worden gehouden met een eventuele verandering in de geohydrologische situatie door het installeren van de damwand. Bij het damwandontwerp dient rekening te worden gehouden met de situatie die tot de grootste krachten en momenten in de constructie zullen leiden en tot de minimale dijkveiligheid voor wat betreft het geotechnisch bezwijken. 6.2 Constructieve aspecten Openingen in de damwand Bij het realiseren van openingen in de stalen damwand dient rekening te houden met reductie in stijfheid en sterkte van de constructie (bij een niet doorlopende damwand) Hoogte damwanden De hoogte van de damwanden bij KIS dient te worden afgewerkt zoals aangegeven in [Nota TU KIS] Plasticiteit in stalen onderdelen Voor het constructieve ontwerp van KIS dient te worden benadrukt dat het niet acceptabel is om rekening te houden met plastische vloei in de constructie. Bij het ontwerp van de constructieonderdelen dient uitsluitend rekening te worden gehouden met de elastische capaciteit van de stalen onderdelen (waarbij net geen vloei optreedt in de uiterste vezel) Ankerconstructies De lange stalen damwanden dienen voorzien te worden van een ankerconstructie die de berekende ankerkrachten kunnen opnemen. De ankerkrachten zijn conform de richtlijn berekend in de richting van de ankers. Opgemerkt dient te worden dat alle analyses die zijn uitgevoerd en gerapporteerd in deze richtlijn gebaseerd zijn op een ankerhelling van De richtlijn kan voor KIS worden toegepast bij ankerhellingen van De invloed van afwijkende ankerhellingen is nog niet inzichtelijk. Conform CUR 166 Damwandconstructies [11] geldt een extra veiligheid voor zowel de toetsing van de sterkte van het ankerlichaam als voor het ontwerp van de ankerstaaf. De toe te passen belastingsfactoren zijn al in rekening gebracht, zie verder paragraaf De belastingsfactor op de ankerstaaf is hoger omdat bij vloei en breuk van de ankerstaaf de werking van het anker volledig uitvalt. Door maaiveldzetting kunnen de spanningen door buiging in het anker hoog oplopen en zelfs tot breuk leiden. Daarom moeten de ankerkoppen onder een hoek scharnierend aan de 54 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

65 damwand te worden bevestigd. Ook dient voldoende ruimte te worden gecreëerd voor het doorbuigen van het anker waar deze door de damwand wordt geleid (om hoge spanningsconcentratie ofwel breuk van de ankerstaaf te voorkomen. De ankers dienen aan te grijpen op een niveau van 0,5 m onder de bovenkant van de damwand. De ankerconstructie kan worden gerealiseerd door middel van schroefinjectieankers of eventueel groutankers. Gelet op de verwachte grootte van de berekende ankerkrachten wordt geadviseerd om het type schroef-injectieankers toe te passen. Door het toepassen van schroef-injectieankers kan de onderlinge afstand worden vergroot. Dit is in principe gunstig voor de ankerkrachten. Bij een kleine onderlinge afstand van de ankers is namelijk de invloed van de zettende grond het grootst. De maximaal toelaatbare afstand tussen de ankers is vastgesteld op 3,0 m. Bij alle stalen onderdelen (inclusief ankerstaafdelen, ankerplaten, ankermoeren, et cetera) dient bij het ontwerp rekening te worden gehouden met een reductie van de staaldoorsnede door corrosie gedurende de levensduur van de constructie zoals aangegeven in Bij het toepassen van groutankers dient het ankerstaal over de gehele lengte te worden voorzien van een dubbele corrosiebescherming. Over de volle lengte wordt het ankerstaal omhuld door een geribbeld polyethyleen of hard-pvc mantelbuis. De ruimte tussen de buis en de omkeerstaaf dient over zowel het traject van de vrije verankeringslengte als het verankeringsgedeelte te worden volgezet met een daartoe geschikt niet corroderend materiaal. De rekenwaarde van de houdkracht van het groutlichaam dient minimaal te voldoen aan de rekenwaarde van de belasting van het groutlichaam, inclusief ankerkrachttoename (zie ook paragraaf 5.2.4). Dit dient te worden gecontroleerd conform hoofdstuk 7[CUR ]. De daadwerkelijke houdkracht van de ankers dient tijdens de uitvoering te worden gecontroleerd; hiervoor wordt eveneens verwezen naar hoofdstuk 7 [CUR ]. De te controleren houdkracht betreft de totale ankerkracht zoals aangegeven in Figuur 5.3 van dit rapport. Alle ankers dienen te worden gecontroleerd door middel van controleproeven en minimaal 10% van de ankers dienen te worden gecontroleerd door middel van langeduur proeven conform [CUR ]. Bij het toetsen van de daadwerkelijke houdkracht mag geen waarde worden ontleend aan een eventueel gemobiliseerde trekkracht in het slappe lagenpakket. Ook dient rekening te worden gehouden met een q c -reductie in het zand door de hoge waterspanningen onder extreme omstandigheden (MHW). Deze q c -reductie dient volgens [CUR ] te worden bepaald. Normaliter zal de aannemer op basis van ervaringsgegevens en het gestelde in [CUR ] tot een ontwerp komen welk daarna in de praktijk dient te worden getoetst (en eventueel te worden bijgesteld). In verband met de invloed van autonome zettingen op de ankers wordt geadviseerd om de ankers bij het plaatsen te voorzien van een voorspankracht van % van de ontwerpwaarde Gordingen Om de gronddrukken op de damwand te kunnen overbrengen naar de op trek belaste ankers dienen gordingen te worden toegepast. Het benodigde type gording is afhankelijk van de toe Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 55 van 60

66 te passen hart op hart afstand van de ankers en is in principe afhankelijk van de toe te passen ankers. Bij het realiseren van openingen in de damwandconstructie is het van belang dat er (ook in de open ruimte tussen de damwanden) een doorlopende gording wordt aangebracht die, in geval van lokaal slechtere omstandigheden of slechtere planken, een goede herverdeling van krachten kan realiseren. De gording dient bijvoorkeur als een drukverbinding aan de polderzijde van de damwand te worden bevestigd. Naast de gording kan worden overwogen om een betonnen deksloof op de damwanden toe te passen. Door het toepassen van een betonnen deksloof kunnen de gordingen lichter worden gemaakt. De gording, bevestigingen en eventuele betonnen deksloof dienen door de constructeur te worden ontworpen, zie verder paragraaf Uitvoeringsaspecten verankerde damwanden bij KIS In deze paragraaf wordt nader ingegaan op aspecten die van toepassing zijn bij de dijkversterking KIS. Deze aspecten kunnen ook van toepassing zijn voor andere dijkversterkingsprojecten waar damwanden worden toegepast, mogelijk dat enkele randvoorwaarden anders worden ingevuld bij andere projecten Installatie van damwanden Registratie metingen bij KIS De optredende trillingen in/aan de bebouwing (of andere belangrijke objecten in de omgeving) dienen te worden geregistreerd zoals aangegeven in Vraagspecificatie proces van KIS. In verband met mogelijke schade aan de bebouwing als gevolg van het aanbrengen van damwandplanken, wordt geadviseerd om de betreffende bebouwing van tevoren bouwtechnisch op te nemen en meetbouten aan de panden te bevestigen. Eventuele schade kan dan door een bouwkundige expert worden vastgesteld. Een goede communicatie met bewoners en heldere en coulante schade-afwikkeling kan veel problemen voorkomen tijdens de uitvoering Grenswaarden inbrengen damwanden Bij het inbrengen van de damwanden dient rekening te worden gehouden met de grenswaarden zoals aangegeven in Vraagspecifictie eisen van KIS Trillingsreducerende maatregelen Om het risico voor schade te verminderen en/of om onder de genoemde grenswaarden de damwanden in te kunnen brengen, kunnen maatregelen worden genomen. De mogelijkheid bestaat om onder bepaalde voorwaarden te fluïderen met relatief hoge drukken en met weinig water tijdens het inbrengen van de damwand. Het spuiten, waar gebruik wordt gemaakt van relatief lage drukken in combinatie met veel water tijdens het inbrengen van de damwand, is niet toelaatbaar. De mogelijkheid bestaat ook om onder bepaalde voorwaarden voor te boren bij de sloten van de damwand. Voorgeboorde gaten dienen te worden afgedicht met uithardende toevoegingen, zie verder CUR 166. Het oppervlak van het voorboren bij de sloten mag niet meer dan de helft van het oppervlak in lengterichting van de damwand uitmaken. Bij het 56 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

67 voorboren is het niet toelaatbaar om het paaldraagvermogen van paalfunderingen negatief te beïnvloeden Installatie van ankers Risicobeheersing ongunstige bijeffecten Doordat de grond beweegt ten opzichte van de ankerstangen kan holle ruimte ontstaan onder de ankerstangen. Wanneer deze holle ruimte zich doorzet tot (bijna) in het diepe zand, waar een hoge potentiaal aanwezig is (afhankelijk van de rivierwaterstand), bestaat de mogelijkheid dat er ook in die holle ruimten een hoge potentiaal zal ontstaan. Het effect hiervan kan zijn: Het ontstaan van natte plekken ten gevolge van kwel. Stijging freatische lijn ten gevolge van kwel. Piping/opbarsten ten gevolge van kwel. Om het kwelrisico te beperken, dient 1 tot 2 m van het slappe lagenpakket te worden afgedicht langs het anker, vanaf de onderkant van het slappe lagenpakket. De afdichting mag maximaal 2 m vanaf de onderkant van het slappe lagenpakket worden gerealiseerd. Een volledige afdichting langs de gehele ankerstaaf is in principe niet toelaatbaar tenzij het ontwerp hierop is gebaseerd. Dit zal leiden tot een grotere ankerdiameter, waardoor de ankers zwaarder worden belast door de zakkende grond. De afdichting kan worden gerealiseerd door bijvoorbeeld te injecteren met cement-bentoniet vanaf de bovenkant van het zand. Er mag géén trekwaarde worden ontleend aan de cementbentoniet afdichting, die dient ter voorkoming van kwel. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 57 van 60

68 58 van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

69 7 Referenties [ARC 2010] Stappenplan schematiseringsfactor Rijkswaterstaat Waterdienst (rapport), Arcadis, document code :A Definitief, 11 juni 2010; [Kookboek 2003] Stabiliteits- en sterktecriteria bij lange damwanden in dijken ten behoeve van Begeleidingscommissie Dijkversterkingen Krimpenerwaard (rapport), RWS Dienst Weg en Waterbouwkunde, Provincie Zuid-Holland, Fugro Ingenieursbureau, GeoDelft, versie 2, 21 november 2003; [CUR ] CUR 166: Damwandconstructies - deel 1 (richtlijn), Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving (CUR), 5 e druk, oktober 2008; [CUR ] publicatie CUR 166: Damwandconstructies - deel 2 (achtergronden bij richtlijn), Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving (CUR), 5 e druk, oktober 2008; [CUR ] CUR-rapport Ontwerpregels voor trekpalen (richtlijn), Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving (CUR), 2 e druk, september 2003, Gouda; [Deltares 2010] Bepaling waterstandsverlooplijnen voor macrostabiliteit binnenwaarts t.b.v. dijkversterkingsplannen in het Benedenrivierengebied (rapport), Deltares, 31 augustus 2010; [Deltares 2012] Richtlijn/aanbeveling stationair en niet-stationair rekenen (grondwaterstroming) bij Dijkversterking volgens HWBP (memo), Deltares, kenmerk GEO-0002, 9 mei 2012; [ENW 2007] Technisch Rapport Ontwerpbelastingen voor het Rivierengebied, Expertise Netwerk Waterkeren (ENW), juli 2007; [HSK 2012] Onderzoek in het kader van ontwerprichtlijn stabiliteitsschermen WSRL Onderdeel 6: Reststerkte (rapport), Royal Haskoning, kenmerk 9X1883.A0 definitief, 6 februari 2012; [INSIDE 2011] Praktijkervaringen INSIDE, MIP en Dijkdeuvels (rapport), Deltares, kenmerk VEB-0007, juli 2011; [NEN 9997] Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) 59 van 60

70 Nederlandse norm NEN C1. Geotechnisch ontwerp van constructies- Deel 1: Algemene Regels april 2012 [Nota TU KIS] Nota: Technische Uitgangspunten dijkversterking KIS Waterschap Rivierenland [SBR-Trillingen] SBR-richtlijn, Schade aan gebouwen, Meet- en beoordelingsrichtlijn Trillingen Deel A - Schade aan gebouwen Stichting Bouwresearch (SBR), 19 september 2002 [SBW WS-richt 2009] Richtlijnen voor laboratoriumonderzoek voor SBW-project Werkelijke Sterkte van dijken validatiefase (memo), Deltares, kenmerk versie 4, 15 april 2009; [SBW EEM-num 2009] SBW Analyse macrostabiliteit van dijken met Eindige Elementen Modellen Achtergronden bij Activiteit EEM 04.a: Opstellen stappenplan (rapport), Deltares, kenmerk GEO-0001, versie 4 definitief, 23 september 2009; [SBW WS-el 2010]. Bepaling elasticiteitsmoduli voor project SBW Werkelijke Sterkte van dijken (memo), Deltares, kenmerk GEO-0002, 9 februari 2010; [TAW 1994] Handreiking Constructief Ontwerpen Onderzoek en berekening naar het constructief ontwerp van de dijkversterking, Technische Adviescommissie voor de Waterkeringen (TAW), april 1994; [TAW 1989] Leidraad voor het Ontwerp van Rivierdijken, Deel 2 - Benedenrivierengebied, Technische Adviescommissie voor de Waterkeringen (TAW), september van 60 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

71 A Sterkte- en stijfheidsparameters dijkversterking KIS partiele factoren ;c 1,25 ;phi (veen) 1,15 ;phi 1,10 spannings- representatieve waarden rekenwaarden rekenwdn met schaalfactor 1,5 stijheid grens lage spanning hoge spanning lage spanning hoge spanning lage spanning hoge spanning ' c c c c c c E [kpa] [kpa] [grad] [kpa] [grad] [kpa] [grad] [kpa] [grad] [kpa] [grad] [kpa] [grad] [kpa] Tiel, naast 11 1,1 27,3 2,5 21,2 0,9 25,1 2,1 19,5 1,3 35,1 3,2 27, ' Tiel, onder 1,8 22,9 1,8 22,9 1,4 21,0 1,4 21,0 2,2 29,9 2,2 29, ' Tiel, geul 50 2,5 25,4 10,0 18,0 2,0 23,3 8,8 16,4 3,0 32,9 13,2 23, ' Hollandveen, naast 12 0,0 34,7 2,7 25,2 0,0 31,1 2,3 22,3 0,0 42,1 3,5 31, ' Hollandveen, onder 15,7 25,5 15,7 25,5 12,6 22,5 12,6 22,5 18,9 31,9 18,9 31, ' Gorkum1_licht, naast 18 1,7 26,7 4,5 19,3 1,4 24,5 3,9 17,6 2,1 34,4 5,8 25, ' Gorkum1_licht, onder 56 8,5 24,5 19,4 14,6 6,8 22,5 16,7 13,3 10,1 31,9 25,1 19, ' Gorkum1_zwaar, naast 32 1,7 23,3 3,2 21,0 1,4 21,4 2,7 19,2 2,1 30,4 4,1 27, ' Gorkum1_zwaar, onder 66 8,9 21,1 15,4 16,0 7,1 19,4 13,1 14,6 10,6 27,8 19,6 21, ' Gorkum_geul 1,6 19,0 1,6 19,0 1,3 17,4 1,3 17,4 1,9 25,2 1,9 25, ' Basisveen, naast 25 2,0 30,0 5,3 24,0 1,6 26,7 4,5 21,2 2,4 37,0 6,7 30, ' Basisveen, onder 43 9,4 31,4 21,8 17,8 7,5 27,9 18,3 15,6 11,3 38,5 27,5 22, ' Klei van Kreft, naast 22 1,3 23,0 2,8 19,7 1,0 21,1 2,4 18,0 1,6 30,0 3,6 26, ' Klei van Kreft, onder 35 0,0 30,9 8,5 19,7 0,0 28,6 7,7 18,0 0,0 39,2 11,5 26, ' zand, Pleistoceen 0,0 35,0 0,0 35,0 0,0 32,5 0,0 32,5 0,0 43,7 0,0 43, nieuwe klei 3,1 26,1 3,1 26,1 2,5 24,0 2,5 24,0 3,8 33,7 3,8 33, ,75.' dijksmateriaal 80 5,1 22,3 15,1 15,9 4,0 20,4 13,2 14,5 6,1 29,2 19,8 21, ,75.' Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) A-1

72

73 B Stappenplan schematiseringsfactor Opgemerkt wordt dat de hier voorgestelde pragmatische werkwijze als voorlopige werkwijze moet worden gezien totdat in ander kader (SBW EEM) een stappenplan is ontwikkeld, gevalideerd en geformaliseerd. B.1 Stap 1: Opstellen van een eerste gekozen basisschematisatie Met het beschikbare grondonderzoek, de gegevens over de waterspanningen en geometrie wordt een Plaxis-schematisatie gemaakt voor het ontwerp van het stabiliteitsscherm. Dit is een voor het betreffende dijkvak normale, veilige schematisatie, op basis van de richtlijnen uit de Leidraden en TR en, zoals dat ook voor de introductie van de schematiseringsfactor gebruikelijk was. Dit wordt hier de basisschematisatie genoemd. Bij het opstellen van deze basisschematisatie worden, op basis van een analyse van de beschikbare gegevens, keuzes gemaakt omtrent onder andere: Maatgevend of representatief dwarsprofiel; Geometrie. Laagdikten. Waterspanningen. Het kan veelal voorkomen dat de basisschematisatie wordt gebaseerd op een eerder uitgevoerde analyse van de macrostabiliteit met glijvlakmodellen (D-Geo Stability, voorheen MStab: Bishop of LiftVan). Men dient zich te realiseren dat deze glijvlakschematisatie in basis niet maatgevend of representatief hoeft te zijn voor het ontwerp van het stabiliteitsscherm. B.2 Stap 2: Identificeren onzekerheden en inschatten kans van voorkomen Met de basisschematisatie wordt nog geen ontwerp opgesteld. Bij het opstellen van de basisschematisatie zijn namelijk keuzen gemaakt, vooral wat betreft: Bodemopbouw: niveau laagscheidingen, al dan niet aanwezige grondlagen. Waterspanningen en ligging freatische lijn. Geometrie (autonome bodemdaling kruin en polder en polderpeildaling). Grootte van de verkeersbelasting. mate van consolidatie van grondlagen. Uitvoeringsaspecten. Beheeraspecten. En specifiek in het geval van stabiliteitsschermen: Plaats van de damwand in het dwarsprofiel en eventuele verankering; Bodemopbouw: de plaats van de overgang van grondlagen onder en naast de dijk; Wat betreft waterspanningen: de sprong in het freatisch vlak ter plaatse van de damwand (tenzij van een geo-hydrologisch open constructie wordt uitgegaan). Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) B-1

74 Vervolgens worden de onzekerheden (scenario s) in alle onderdelen van de schematisatie beschreven, en wordt ingeschat of er voor bepaalde onderdelen een ongunstiger situatie mogelijk is dan in de basisschematisatie. Geadviseerd wordt daarbij gebruik te maken van een soortgelijke tabel zoals weergegeven in Tabel B.1. Tabel B.1 Scenario s / onzekerheden, kansen en effecten Voor het ontwerp van stabiliteitsschermen hoeft een bepaalde onzekerheid (scenario) géén negatief effect te hebben op de berekende stabiliteitsfactor, maar wellicht wél op de constructieve sterkte (grotere momenten of ankerkrachten) of het vereiste teenniveau (langere wandlengte). Dit kan betekenen dat een bepaalde scenariokeuze voor de macrostabiliteit wellicht een lagere berekende stabiliteitsfactor geeft, maar bij toepassing van een stabiliteitsscherm juist kleinere momenten of ankerkrachten. Hierbij wordt bijvoorbeeld gedacht aan het niveau onderzijde van het pakket slappe lagen. Er dient dus onderscheid te worden gemaakt in onzekerheden met betrekking tot negatieve effecten op de macrostabiliteit van de constructief versterkte waterkering, en onzekerheden met betrekking tot negatieve effecten op constructieve sterkte (momenten en ankerkrachten). Vragen die hierbij beantwoord moeten worden zijn: Welke parameter of invoer in de berekening kan bij een andere keuze een nadelige invloed hebben op het resultaat? Kan een scenario optreden, gegeven de beschikbare onderzoeken en gegevens? Ook bij een zeer kleine kans (bv 0,1%) dat het op kan treden moet deze vraag bevestigend worden beantwoord. In Tabel B.2 is als referentie de kans van optreden van een bepaalde gebeurtenis gekoppeld aan een verbale expressie. Welke onzekerheden zijn er in de vertaling van de berekeningen, via een bestek of programma van eisen en uitvoeringsbegeleiding, naar de realisatie? Zijn er beheeraspecten die een rol spelen, zoals het handhaven van een bepaalde binnendijkse waterstand? Tabel B.2 Beschrijving van de diverse kansen B-2 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

75 De volgende inhoudelijke opmerkingen bij het identificeren van onzekerheden en inschatten van kansen worden gemaakt: Bij het identificeren en inschatten zijn ook zaken van belang die bij het grondonderzoek niet aan het licht zijn gekomen, maar op basis van gebiedskennis, geologische kennis en dergelijke niet kunnen worden uitgesloten. LET OP! Grondeigenschappen moeten hier niet worden beschouwd: variaties in grondeigenschappen zijn via (lab)onderzoek, de daarop uitgevoerde statistische analyse en het toepassen van partiële materiaalfactoren al in rekening gebracht. Indien onzekerheden op andere wijze worden ingeperkt, hoeven de effecten hiervan niet beschouwd te worden. Dit kan bv het geval zijn (a) bij nieuw aan te brengen grondlichamen of (b) indien de geometrie en opbouw in voldoende mate worden verzekerd via de specificaties in het bestek en controle van de realisatie of beheeraspecten, die voldoende zijn vastgelegd in draaiboeken. De variaties in de diverse parameters zal meestal minder groot zijn, als een kleiner traject wordt beschouwd. Voor een berekening van een profiel dat maatgevend is voor een klein traject wordt daarom in principe een lagere schematiseringsfactor gevonden, dan wanneer een profiel voor een langer traject maatgevend wordt gesteld. Dit is vanzelfsprekend afhankelijk van de basisschematisatie en de mate waarin die veilig is opgesteld. Meer profielen doorrekenen levert minder onzekerheden per berekening en daarmee een meer gedetailleerd ontwerp. Een schematisatie die slechts op één onderdeel afwijkt van de basisschematisatie wordt een scenario genoemd. Voor ieder scenario wordt de kans van optreden van dat scenario geschat. Dit gebeurt op basis van expert judgement, maar wel beargumenteerd op basis van onderzoek en gebiedskennis. Het betreft scenario s die een nadelige invloed op de stabiliteit hebben, ten opzichte van de basisschematisatie. De inventarisatie van de scenario s geeft een lijst van mogelijke scenario s, inclusief per scenario een schatting van de kans van optreden. Voor mogelijke scenario s wordt verwezen naar het stappenplan, zie [ARC 2010], en het achtergrondenrapport (niet uitputtend). Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) B-3

76 De volgende opmerkingen bij de methode ter bepaling van de schematiseringsfactor: De te beschouwen afwijkingen moeten niet afhankelijk zijn van elkaar. Een onzekerheid in de ligging van het binnendijkse maaiveld kan bijvoorbeeld leiden tot het definiëren van een afwijking in de hoogteligging van 0,2 m, met een kans van voorkomen van 10%. Er mag dan niet ook een afwijking in de hoogteligging van bv 0,4 m met een kans van voorkomen van 1% worden gedefinieerd. Dit betreft dezelfde onzekerheid, alleen met een andere grootte. Voor dergelijke afwijkingen die continu kunnen verlopen (in tegenstelling tot bv het al dan niet aanwezig zijn van een veenlaag) moet worden bepaald wat maatgevend is: (a) een relatief grote afwijking met een kleine kans van optreden of (b) een kleinere afwijking met een grotere kans van optreden. In sommige gevallen zal het bovenstaande op basis van een inschatting kunnen gebeuren. Als dat niet mogelijk is, dan moeten beide mogelijkheden gescheiden worden beschouwd. Het is mogelijk dat twee scenario s die gecombineerd worden in één berekening een grotere invloed hebben op de schematiseringsfactor dan beide scenario s afzonderlijk. Als twee scenario s worden gecombineerd, dan is de kans op het voorkomen van deze combinatie gelijk aan het product van de afzonderlijk kansen, omdat de scenario s onafhankelijk zijn. Ook vrijwel uitgesloten scenario s (zie Tabel B.2), met wellicht een grote invloed op de stabiliteit, moeten worden beschouwd (kleine kans, maar grote gevolgen). Als er twijfel is of een bepaald scenario een relevant effect op de stabiliteit of constructieve sterkte kan hebben, is het aan te raden deze ook in beschouwing te nemen. B-4 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

77 B.3 Stap 3: Bepalen of schematisatie veilig genoeg is Voor alle mogelijke scenario s die bij stap 2 zijn gedefinieerd, wordt de invloed (in %) op de stabiliteitsfactor en de invloed (in %) op de belasting in constructieve elementen (de momenten en eventueel ankerkrachten) afzonderlijk ingeschat of bepaald. Het inschatten van deze effecten vereist grote ervaring en de inschatting dient aan de veilige kant te zijn. Een ervaren adviseur is beter in staat om in te kunnen schatten dat een effect groot of klein is. Bij twijfel hierover dient dit effect te worden bepaald. Het bepalen van deze effecten door het uitvoeren van berekeningen met Plaxis is in het algemeen een tijdrovende en foutgevoelige exercitie. Om dit zo veel als mogelijk te voorkomen worden de volgende handreikingen gegeven: Ten eerste kan men de onzekerheid simpelweg in de basisschematisatie opnemen waardoor dit scenario niet meer apart hoeft te worden beschouwd. De effecten voor wat betreft de invloed op de stabiliteit kunnen worden ingeschat door eerst gevoeligheidsberekeningen met glijvlakmethoden (D-Geo Stability, voorheen MStab) uit te voeren. Vervolgens kan men dit toepassen in Plaxis, waardoor wordt voorkomen dat meerdere gevoeligheidsberekeningen met Plaxis noodzakelijk zijn. De effecten voor wat betreft de invloed op constructieve sterkte kunnen mogelijk worden ingeschat door eerst gevoeligheidsberekeningen met D-Sheet Piling (voorheen MSheet) uit te voeren. Vervolgens kan men ook dit, al dan niet samen met de effecten op stabiliteit, toepassen in Plaxis. Zo wordt voorkomen dat meerdere gevoeligheidsberekeningen met Plaxis noodzakelijk zijn. Hierbij wordt opgemerkte dat bij opdrijven D-Sheet Piling (voorheen MSheet) niet is te gebruiken omdat hiermee de effecten onvoldoende nauwkeurig kunnen worden bepaald. De schematiseringsfactor dient voor elk dijkvak te worden bepaald. Het is echter voorstelbaar dat het resultaat van een scenarioberekening met Plaxis in een bepaald dijkvak ook kan worden gebruikt om voor een ander dijkvak te onderbouwen dat de schematisatie veilig genoeg is. De lijst van mogelijke scenario s wordt vervolgens gesplist en enerzijds gesorteerd op het verschil (in %) in stabiliteitsfactor, zie Tabel B.3, en anderzijds op het verschil met de belasting in de constructieve elementen. Deze verschillen worden in 4 categorieën ingedeeld: Verschil van 0 tot en met -10%. Verschil van -10% tot en met -20%. Verschil van -20% tot en met -30%. Verschil van 30% tot en met -40%. N.B. Een negatief verschil wil hier zeggen dat de stabiliteitsfactor van het scenario lager is dan die van de basisschematisatie. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) B-5

78 Tabel B.3 Schematiseringsfactor Voor het gebruik van dit stappenplan dienen, hoewel onlogisch, hoger berekende waarden van moment en ankerkracht (ten opzichte van de basisschematisatie) als een negatief verschil te worden geïnterpreteerd. De kansen op voorkomen van alle scenario s in een categorie worden bij elkaar opgeteld. Bij deze som van de kansen van voorkomen (per categorie) wordt in Tabel B.3 de schematiseringsfactor afgelezen. Opgemerkt wordt dat de in Tabel B.3 gegeven waarden zijn overgenomen uit het stappenplan voor macrostabiliteit. De hierin gegeven waarden voor de schematiseringsfactor zijn de waarden behorende bij een schadefactor van B.4 Stap 4: Aanpassen basisschematisatie en controleren schematiseringsfactor De basisschematisering moet worden aangepast indien: De schematiseringsfactor volgens Tabel B.3 voor constructieve sterkte (momenten en ankerkrachten) groter dan 1,07 zou zijn (opgemerkt wordt dat uitgangspunt is dat bij een schematiseringsfactor 1.07 een voldoende veilige schematisatie is bereikt.). De schematiseringsfactor voor macro-stabiliteit volgens Tabel B.3 groter dan 1,10 zou zijn (opgemerkte wordt dat conform LR de schematiseringsfactor voor macro-stabiliteit minimaal 1,10 is). Het verschil in de stabiliteitsfactor dan wel constructieve sterkte groter dan 0,4 is. De gesommeerde kans op voorkomen van scenario s met een gelijk verschil in de stabiliteitsfactor dan wel moment en ankerkracht meer dan 30% is, of meer dan 50% in de categorie Fd tussen -0,1 en 0. Voor de aangepaste basisschematisatie dienen de stappen 2, 3 en 4 weer te worden doorlopen totdat de schematiseringsfactor 1,07 is voor constructieve sterkte en 1,10 voor macrostabiliteit. B-6 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie)

79 Zoals aangegeven, dient met onzekerheden in ondergrond en waterspanningen rekening te worden gehouden. Zowel (1) voor het vaststellen van de momenten in de damwand (diepwand) en ankerkrachten als (2) bij de stabiliteitsanalyse, die wordt uitgevoerd voor het bepalen van de bereikte veiligheid van de waterkering. Het kan zeker voorkomen dat een negatief scenario voor geval 1 positief uitvalt voor geval 2. Als dit speelt, dan dienen voor elk van de geval 1 en geval 2 aparte schematisaties te worden gemaakt en doorgerekend. B.5 Stap 5: Berekening benodigde constructieve sterkte in Plaxis Voor de aangepaste schematisatie wordt met Plaxis een ontwerpberekening uitgevoerd voor het vaststellen van de momenten in de damwand (diepwand) en ankerkrachten. In deze beschouwing van de veiligheid tegen bezwijken van de constructieve elementen dienen de te hanteren schematiseringsfactor en modelfactor ter bepaling van EEM;i (zie paragraaf van de ontwerprichtlijn) op 1,0 te worden gesteld; de relevante onzekerheden zijn immers in de basisschematisatie en additionele veiligheidsfactoren verdisconteerd. Bovenstaande is onafhankelijk van de te hanteren veiligheidsfilosofie, dus LOR2 (bij gebruik van celproefresultaten) dan wel LR (bij toepassen van triaxiaalproefresultaten). B.6 Stap 6: Controle berekening bereikte veiligheid van de waterkering: Voor de aangepaste schematisatie voor geval 2 (zie paragraaf A.4) deze schematisatie kan dus afwijken van geval 1 wordt met Plaxis een analyse van de macrostabiliteit uitgevoerd, ten behoeve van het bepalen van de bereikte veiligheid van de waterkering. In deze beschouwing van de globale veiligheid tegen geotechnisch bezwijken dient de te hanteren schematiseringsfactor ter bepaling van EEM;g (zie paragraaf van de ontwerprichtlijn) op 1,10 te worden gesteld; conform LR dient de schematiseringsfactor in de beschouwing van dit mechanisme namelijk minimaal 1,10 te zijn. Indien de veiligheidsfilosofie conform LOR2 (bij gebruik van celproefresultaten) wordt gehanteerd, dan hoeft geen rekening te worden gehouden met de schematiseringsfactor. Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) B-7

80

81 C Gevoeligheidsanalyse additionele veiligheidsfactoren constructieve sterkte Factoren Oude Kookboek met overall-veiligheidsfac. Ontwerprichtlijn met overall-veiligheids-factor tov beta=3,6 Ontwerprichtlijn met overall-veiligheids-factor tov gemiddelde voor beta=3,6 en beta=4,78 Beta totale constructie 4,4 4,78 4,78 Beta referentie 3,6 3,6 4,19 Beta damwand 4,6 4,9 4,9 Beta ankerstaaf 4,9 5,2 5,2 Add. Veiligheidsfactor maximaal veldmoment in damwand Add. Veiligheidsfactor ankerstaaf en verbindsconstructie Add. Veiligheidsfactor ankerkracht groutlichaam 1,15 1,23 1,12 1,25 1,29 1,18 1,25 1,36 1,19 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) C-1

82

83 D Stabiliteits- en sterktecriteria bij lange damwanden in dijken Stabiliteits- en sterktecriteria bij lange damwanden in dijken, Deltares Rapport met kenmerk CO , Versie 2, 21 November 20D-1D-1D-1D-103 Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie) D-1

84 Stabiliteits- en sterktecriteria bij lange damwanden in dijken CO Versie 2, 21 November 2003 Notitie opgesteld door: E.O.F. Calle (GeoDelft) J.A.M. Teunissen (GeoDelft) H.L. Bakker (RWS-DWW) H. Schelfhout (Provincie Zuid-Holland) M.T. van der Meer (Fugro Ingenieursbureau b.v.) Ten behoeve van de Begeleidingscommisssie Dijkversterkingen Krimpenerwaard

85 INHOUDSOPGAVE SAMENVATTING... ii 1 Inleiding Ontwerpprocedure met behulp van PLAXIS Faalscenario s en foutenboomanalyse Faalscenario s Analyse via Foutenboom Uitwerking foutenboomanalyse Vereiste betrouwbaarheidsindices en omrekening naar veiligheidsfactoren Conclusies t.a.v. ontwerpprocedure met PLAXIS Bijlage 1: Bijlage 2: Bijlage 3: Bijlage 4: Bijlage 5: Bijlage 6: i

86 SAMENVATTING Het gebruik van lange verankerde damwanden (stabiliteitswanden) in een dijk kan een alternatief zijn voor klassieke dijkversterking, op plaatsen waar onvoldoende ruimte beschikbaar is. Bij de dimensionering van damwanden ten behoeve van een dijkversterking in de Krimpenerwaard zijn vragen gerezen met betrekking tot de berekeningswijze met behulp van een Eindige Elementen Methode (EEM, PLAXIS) van het vereist buigend moment en de vereiste ankerkracht ten behoeve van het dimensioneren van de damwandconstructie. Het bleek namelijk dat berekende buigende momenten en ankerkrachten bij grondmechanisch bezwijken in een PLAXIS-analyse (waarin geen begrenzingen van damwand- en ankersterkte zijn aangenomen) tot onrealistisch zwaar uitgevoerde damwanden en ankerconstructies zou leiden. Nauw samenhangend hiermee is de vraag hoe de berekeningswijze ingebed moet worden in de vigerende ontwerp-veiligheidsfilosofie voor dijken, zoals verankerd in de Leidraad voor het Ontwerpen van Rivierdijken, deel2 (kortweg Leidraad Rivierdijken). Door de werkgroep voor de begeleiding van dijkversterkingen in de Krimpenerwaard is de opstellers van het onderhavige document gevraagd een werkbare oplossing voor deze vragen aan te dragen. De dimensioneringsvragen zijn uitgewerkt tegen de achtergrond van het onderliggende probabilistische veiligheidsmodel in de Leidraad Rivierdijken. Als uitgangspunt is verondersteld dat een combinatie van dijk en damwandconstructie wel net zo veilig dient te zijn als een dijkversterking die op klassieke wijze wordt uitgevoerd, maar ook niet structureel veiliger. Dit impliceert grosso modo dat de veiligheidseis die bij een klassieke dijk wordt gesteld aan de zuiver grondmechanische stabiliteit, in het geval van een combinatie van dijk en damwand gerealiseerd moet worden door grotendeels alleen de damwand- en verankerings-constructie. In een realistische controle van het dijk-damwandsysteem met behulp van een PLAXIS analyse moeten daarom het maximaal opneembare moment van de damwand en de maximaal opneembare ankerkracht worden meegenomen. De MSF die uit zo n analyse volgt reflecteert de feitelijke sterkte van de dijk-damwand combinatie en zou dus moeten voldoen aan de schadefactoreis die bij klassieke dijken geldt (afgezien van details die te maken hebben met de inbedding in de veiligheidfilosofie van dijken). Deze constatering helpt ons overigens weinig bij het vinden van de benodigde sterkte van damwand en anker. In een PLAXIS-analyse om die te bepalen moeten immers op voorhand damwand- en ankersterkte worden opgegeven. Dit impliceert dat het ontwerpen van een damwandconstructie in een dijk met PLAXIS feitelijk iteratief moet gebeuren, wat een tijdrovende zaak is. Op grond van de studie wordt voorgesteld: - Uitgangspunt voor sterkte dimensionering van damwand en van het anker zijn de berekende veldmomenten en de ankerkracht uit de PLAXIS-analyse (met vooralsnog onbeperkte sterkte van damwand en ankerconstructie), bij een MSF die gelijk is aan de schadefactor voor macro-stabiliteit van het binnentalud conform de Leidraad voor het ontwerpen van Rivierdijken (deel 2). - Voor de dimensionering van de sterkte van de damwand wordt het maatgevend veldmoment vermenigvuldigd met een (additionele) veiligheidsfactor van 1.15 en getoetst aan de rekenwaarde van het (vol)plastische moment, berekend volgens de NEN Voor de dimensionering van het (grout)ankerlichaam en van de ankerstaaf en verbindingsconstructie van ankerstaaf en damwand wordt de berekende ankerkracht vermenigvuldigd met een (additionele) veiligheidsfactor van 1.25 en getoetst aan de rekenwaarden voor de sterkte, berekend volgens NEN Aangeraden wordt om met het ontwerp van de damwand en ankerconstructie (de feitelijke waarden voor vloeimoment, ankersterkte, ankerstaafsterkte en sterkte van de verbinding tussen ankerstaaf en damwand) een controleberekening met PLAXIS uit te voeren. Ten aanzien van horizontale verplaatsingen wordt het volgende voorgesteld: Conform de praktijk bij andere reeds gerealiseerde damwanden wordt uitgegaan van voor de bruikbaarheidsgrenstoestand een toelaatbare horizontale verplaatsing van maximaal 0.1 m en voor de uiterste grenstoestand een toelaatbare horizontale verplaatsing van maximaal 1/50 L. (hierin is L de verticale lengte damwand). ii

87 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november Inleiding Bij de discussies rond het ontwerpen van lange damwanden in dijken ten behoeve van de binnenwaartse stabiliteit bij opdrijven wordt uitgegaan van een veiligheidscriterium voor grondbreuk (stabiliteitseis, of in EEM-Plaxis-terminologie de MSF nodig ) dat gelijk is aan het schadefactor-criterium bij de stabiliteitcontrole van dijken zonder damwandconstructie. Omdat de dijk met damwandconstructie een samengestelde constructie is met meerdere verschillende en deels ook ongecorreleerde bezwijkmodes, is de vraag gesteld of met genoemde MSF nodig de constructie als geheel voldoet aan het veiligheidsniveau (de toelaatbare bijdrage aan de kans op dijkdoorbraak door binnenwaartse instabiliteit) dat met deze eis (naar verwachting) gerealiseerd wordt bij dijken zonder damwandconstructie. Dit veiligheidsniveau zou namelijk het ontwerpuitgangspunt voor een dijkconstructie met damwand moeten zijn. Deze problematiek is momenteel actueel bij dijkversterkingen in de Krimpenerwaard. Het technische ontwerp van dit dijkversterkingsproject wordt begeleid door een technische begeleidingsgroep, die de auteurs heeft opgedragen de geschetste problematiek in klein comité te bestuderen. In deze notitie wordt verslag gedaan van de bevindingen. Samenhangend met de veiligheidsvraag speelt de vraag op welke wijze ontwerpuitgangspunten voor de sterkte van de damwand en ankerconstructie moeten worden ontleend aan een Plaxisanalyse, waarmee de stabiliteit van een constructie als geheel wordt gecontroleerd. Conform (klassieke) grondmechanische analyses die berusten op controle van een bezwijkgrenstoestand is het gebruikelijk de buigende momenten en ankerkrachten die bij de grenstoestand worden berekend, als uitgangspunt te gebruiken voor dimensionering van damwand en ankerconstructie. Dit, onafhankelijk van het gegeven dat de constructie net aan voldoende stabiel of dat er een ruime overmaat aan stabiliteit is; bij de klassieke analyses is er eigenlijk geen alternatief. In veel gevallen zal een dijk met lange damwand zodanig zijn ontworpen dat voor wat betreft grondmechanische stabiliteit het schadefactorcriterium ruim gehaald wordt. Dit hangt samen met het feit dat bij de toepassing van lange damwanden gestreefd wordt naar een optimale verdeling van veld- en inklemmingsmoment van de damwand, waardoor een grotere inbedding wordt gevonden dan voor grondmechanische stabiliteit (met een stijve damwand) strikt nodig is. Uit PLAXIS-analyses van de stabiliteit van dijken met lange damwanden blijkt dat berekende buigende momenten en ankerkrachten bij bezwijken een veelvoud zijn van de buigende momenten en ankerkrachten, die gevonden worden bij reductie van grondmechanische (schuif)sterkte tot op het niveau van de vereiste stabiliteitsfactor MSF nodig (zie bijlage 1). Dit roept de vraag op of het ontlenen van ontwerpuitgangspunten voor damwand en anker aan de bezwijktoestand bij de sterktereductie in de PLAXIS-analyses niet leidt tot aanzienlijke overdimensionering, wanneer de grondmechanische stabiliteit van de constructie als geheel veel groter is dan vereist. In paragraaf 2 wordt nader ingegaan op deze vraag. In paragraaf 3 wordt vervolgens ingegaan op de vraag ten aanzien van het veiligheidsniveau van de constructie als geheel. In een faalscenario- en foutenboomanalyse worden de relevante potentiële (deel)mechanismen geïnventariseerd en aangegeven hoe de kansen op de verschillende faalscenario s gezamenlijk bijdragen aan de totale kans op dijkdoorbraak door binnenwaartse instabiliteit. Vervolgens wordt een verdeling van toelaatbare kansbijdragen aan de deelmechanismen voorgesteld waarvan de verwachting is dat die gezamenlijk leiden tot een systeemfaalkans die voldoet aan het beoogde veiligheidsniveau van de totale constructie. Deze verdeling wordt uiteraard mede ingegeven door kwalitatieve overwegingen ten aanzien van de economie van het ontwerp. Vervolgens wordt in paragraaf 4 bezien via welke vertaalslag de deelfaalkansen in de verdeling omgezet moeten worden in voor de praktijk bruikbare veiligheidsfactoren. De conclusies worden vervat in paragraaf 5. 1

88 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november Ontwerpprocedure met behulp van PLAXIS De specifieke details bij de uitvoering van een EEM-analyse met PLAXIS voor een dijk met damwand buiten beschouwing gelaten is de momenteel gangbare opzet globaal als volgt: 1 eerste berekeningsslag, waarbij het patroon van vervormingen en spanningen binnen een (ontwerp van een) dijk met damwand worden berekend, op basis van schattingen van de schuifsterkte- en andere parameters en op basis van een lineair elastisch damwand en ankerconstructie (dus niet begrensd door vloeimoment in de damwand of vloei- of breuksterkte van de ankerconstructie). Op de verschillende mogelijke keuzen van deze parameters komen we later terug, om de gedachten te bepalen gaan we voorlopig even uit van best guess schattingen (soms ook wel aangeduid als gemiddelden ). 2 Start de procedure voor gelijkmatige reductie van de schuifsterkte(parameters) in PLAXIS. Deze reductie, de (c, )-reductie genoemd, wordt doorgezet totdat op enig ogenblik bezwijken optreedt (in de PLAXIS-som geen evenwicht meer gevonden wordt). De verhouding tussen de beginwaarden van de schuifsterkte(parameters) en de schuifsterkte(parameters) waarbij in de PLAXIS-berekening bezwijken optreedt wordt de MSF-waarde genoemd en is het equivalent van de evenwichtsfactor die met een klassieke Bishop stabiliteits-analyse wordt berekend. Deze MSF-waarde wordt getoetst aan een criteriumwaarde MSF nodig. De MSF nodig is in dit geval het equivalent van de vereiste overall -veiligheidsfactor bij een klassieke stabiliteitsanalyse (immers berekening op basis van best guess schattingen van de schuifsterkte). Indien de berekende MSF bij bezwijken in de PLAXIS-analyse precies gelijk is aan MSF nodig, dan is de grondmechanische stabiliteit van de damwandconstructie precies voldoende. De dimensionering van de damwand en het anker wordt dan gebaseerd op het berekende buigende moment (eventueel in combinatie met de normaalkracht) en de berekende ankerkracht bij grondmechanisch bezwijken. Bij die dimensionering worden doorgaans de klassieke veiligheidsfactoren (op de staalsterkte en de sterkte van het grout-ankerlichaam) gebruikt. Indien de berekende MSF bij bezwijken (veel) groter is dan de MSF nodig, dan is kennelijk de grondmechanische stabiliteit groter dan feitelijk vereist is. Dat kan natuurlijk alleen wanneer bij (c, )-reducties, die overeenkomen met een MSF die groter is dan MSF nodig, het buigend moment in de damwand en de ankerkracht niet groter zijn dan het beschikbare vloeimoment in de damwand en de beschikbare ankerkracht. Uit PLAXIS-analyses volgt dat buigend moment en ankerkracht toenemen naarmate de (c, )-reductie wordt doorgezet (zie bijlage 1). Wanneer we als eis voor de grondmechanische stabiliteit vasthouden aan MSF nodig, dan moeten we ervoor zorgen dat het (volplastisch) vloeimoment in de damwand en de ankersterkte ongeveer gelijk zijn aan het buigend moment en de ankerkracht bij een (c, )-reductie die overeenkomt met een MSF-waarde gelijk aan MSF nodig. Eigenlijk moeten ze iets groter zijn; uit PLAXIS-berekeningen blijkt dat bezwijken de damwand al bereikt wordt bij een lager buigend moment dan het volplastische moment. Dit komt vermoedelijk omdat in PLAXIS ook de normaalkracht (in de lengterichting van de damwand) wordt meegenomen in de berekening (zie bijlage 2). In deze bijlage is het verschil tussen buigend moment bij bezwijken (door plastische vloei van de damwand) en het plastische vloeimoment (bij afwezigheid van normaalkracht) zo n 10 %. Wanneer dit percentage representatief is betekent dit dat voor de dimensionering van de damwand uitgegaan moet worden een plastisch vloeimoment dat zo n 10 % groter moet zijn dan het met PLAXIS berekende buigende moment bij een (c, )-reductie die overeenkomt met een MSF gelijk aan MSF nodig. In de geotechnische norm (NEN 6740) en TAW-richtlijnen (o.a. de Leidraad Rivierdijken) heeft het ontwerpconcept op basis van gemiddelden en overall veiligheidsfactoren plaats gemaakt voor het concept van karakteristieke waarden en partiële veiligheidsfactoren. Voor de stabiliteitscontrole bij dijken betekent dit dat het rekenmodel (volgens Bishop of anderszins) moet worden gevoed met rekenwaarden (ook wel ontwerpwaarden genoemd) voor de schuifsterkte 2

89 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 (karakteristieke waarden gedeeld door partiële veiligheidsfactoren voor materiaalsterkte, de zogenaamde materiaalfactoren). De uitkomst van de berekening, de stabiliteitsfactor, moet volgens de Leidraad Rivierdijken worden getoetst aan een (gebiedsafhankelijke) schadefactor. Dit concept past goed bij controleberekeningen die gebaseerd zijn op een limit-state - berekeningsmodel, zoals de methode van Bishop. Bij gebruik van een EEM ligt dat wat gecompliceerder. Zonder al te diep hierop in te willen gaan stellen we vast dat hiervoor een voorlopige werkwijze is bedacht. Kort gezegd komt die er op neer dat de rekenwaarden voor de schuifsterkte worden vergroot met een wat arbitrair gekozen factor van 1.5. De (c, )-reductie in PLAXIS-analyse wordt uitgevoerd op die opgeschaalde rekenwaarden en het criterium voor de stabiliteit wordt ook opgeschaald: MSF nodig,plaxis = 1.5 * de schadefactor volgens de Leiraad Rivierdijken. Conform de bovenbeschreven analyse worden het buigende moment in de damwand en de ankerkracht die door PLAXIS worden berekend bij een (c, )-reductie die overeenkomt met een MSF gelijk aan MSF nodig,plaxis weer gebruikt als uitgangspunt voor dimensionering van damwand en ankerconstructie. Dit moment en die ankerkracht reflecteren ontwerpwaarden die min of meer direct getoetst kunnen worden aan ontwerpwaarden van de sterkte (vloeimoment en ankersterkte). Een nadere theoretische onderbouwing is gegeven in bijlage 3. Over dit principe is er een grote mate van consensus. Enkele punten die nog verdere opheldering vereisen zijn: 1. Het berekende buigend moment en de ankerkracht worden bepaald tijdens de zogenaamde (c, )-reductie procedure in PLAXIS. Tijdens die rekenprocedure vindt herschikking van spanningen in grond plaats. Bovendien wordt niet bij elke processtap door-geïtereerd tot volledige convergentie (immers alleen het eindresultaat bij bezwijken geldt). Daarmee komt de vraag naar voren of berekende maximale buigmoment en ankerkracht op het reductieniveau van MSF nodig voldoende representatief is voor the buigend moment en de ankerkracht die berekend zouden worden met een PLAXIS berekening op basis van vooraf gereduceerde sterkte (dus niet via de (c, )-reductie procedure). 2. Indien genoemde ontwerpwaarden zonder meer gebruikt voor dimensionering, voldoet de constructie als geheel aan de uitgangseis, namelijk dat eenzelfde veiligheidsniveau tegen dijkdoorbraak wordt gerealiseerd als bij een normale dijk? Of moet nog een extra veiligheidsfactor worden gebruikt? Op deze problematiek wordt in paragraaf 3 en volgend verder ingegaan. Ten aanzien van punt 1: Om eventuele verschillen na te gaan zijn PLAXIS-berekeningen op basis van vooraf gereduceerde sterkteparameters (zie bijlage 4). De conclusie uit die berekeningen is dat aanzienlijke verschillen op kunnen treden. Echter, de berekeningen geven aan dat momenten en ankerkracht op basis van de (c, )-reductie procedure groter zijn dan op basis van het rekenen met vooraf gereduceerde sterkteparameters, overigens conform het vooraf uitgesproken vermoeden van de betreffende EEM-experts. 3

90 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november Faalscenario s en foutenboomanalyse 3.1 Faalscenario s In figuur 1 zijn, bij wijze van impressie, verschillende denkbare faalscenario s weergegeven; deze worden kort toegelicht. In scenario 1 wordt uitgegaan van mogelijk begin van bezwijken door ankerbreuk, bijvoorbeeld als gevolg van tekort aan trekcapaciteit van het ankerlichaam, breuk (of vloei) van de ankerstaaf of breuk van de bevestigingsconstructie tussen ankerstaaf en damwand. Twee mogelijke vervolgmechanismen zijn denkbaar, namelijk (plastisch) vervormen van de damwand als gevolg van toename van het inklemmingsmoment of bezwijken van de inklemming in het diepe zand. Nodig voor het laatste is dat het gaat om een stijve damwand. Dit maakt dit vervolgmechanisme niet erg waarschijnlijk omdat optimalisatie van het damwandprofiel het uitgangspunt is voor de keuze van een verankerde damwandconstructie. In scenario 2 is het ontstaan van vloeischarnieren in de damwand het initiële mechanisme. Denkbaar is dat de situatie zich vervolgens stabiliseert, in dat geval is er, afgezien van wat vervorming van het binnentalud van de dijk, weinig aan de hand. Er is dan nog aanzienlijke reststerkte ten aanzien van de waterkerende capaciteit. Echter, ook is denkbaar dat, als gevolg van het ontstaan van vloeischarnieren, de belasting op het anker toeneemt, waardoor ankerbreuk ontstaat. Of die ankerbelasting inderdaad toeneemt is vooralsnog niet bekend. Uit berekeningen met PLAXIS (bijlage 2) is het beeld ontstaan dat het ontstaan van een vloeimoment in de damwand weinig invloed heeft op de ankerkracht. Echter, het is twijfelachtig of de krachtswerking op anker en ankerbevestiging die ontstaat, wanneer toch relatief grote vervormingen gaan optreden bij het ontstaan van een plasticiteit in de damwand, correct in de PLAXIS-analyses zijn meegenomen. Of überhaupt gemakkelijk kunnen worden meegenomen (bijvoorbeeld zijdelingse belasting van de ankerstaaf en verbinding tussen ankerstaaf en damwand). Intuïtief lijkt een ongunstige toename van de belasting van de bevestigingsconstructie niet uit te sluiten. Als dit juist is kan als gevolg hiervan ook ankerbreuk ontstaan en ligt verder bezwijken volgens scenario 1 min of meer voor de hand. Een wat theoretisch scenario is dat na ontstaan van een vloeischarnier in de damwand het anker intact blijft, maar de damwand uit het zand wordt getrokken als gevolg waarvan het binnentalud verder uitzakt. Dit onwaarschijnlijke scenario is niet geschetst in figuur 1 Scenario 3 omvat begin van falen als gevolg van grondbreuk door te weinig inbedding. Scenario 4 omvat het klassieke mechanisme overall instabiliteit; namelijk een diepe glijcirkel of glijvlak. Dit zijn vermoedelijk slechts theoretische faalscenario s omdat het ontwerpprincipe bij lange damwanden inklemming in de vaste ondergrond is, waarbij vermoedelijk een relatief diepe inbedding nodig is. Niettemin is de benodigde inbeddingsdiepte een belangrijke ontwerpparameter, die volgt uit optimalisatie van de verdeling van veld- en inklemmingsmoment. De gevonden benodigde inbeddingsdiepte is vermoedelijk doorgaans zo groot zijn dat bijdragen van faalscenario s 3 en 4 aan de totale kans op falen van de waterkerende functie relatief klein zullen zijn. Ook uit de PLAXIS-berekeningen die voor een damwandconstructie in de Krimpenerwaard zijn gemaakt (zie bijlagen 1 en 2) volgt een hoge MSF-waarde bij het bezwijkgedrag volgens scenario 3 en 4. Ook het faalscenario ankerbreuk, gevolgd door grondbreuk door onvoldoende inklemming heeft vermoedelijk een relatief kleine bijdrage aan de totale faalkans. Wanneer de ontwerpcontroles voor een lange damwand in een dijk met behulp van EEManalyses worden uitgevoerd is er natuurlijk directe controle mogelijk op de juistheid van die veronderstelling voor een specifiek ontwerp. De voorlopige conclusie is derhalve dat scenario s 1 en 2 de kritieke faalscenario s zijn bij een ingeklemde damwandconstructie. Ervan uitgaande dat de kansen op ankerstaafbreuk en breuk van de ankerbevestiging op relatief goedkope manier zijn te reduceren concluderen we tevens dat de economie van het ontwerp in sterke mate bepaald wordt door de dimensionering van het ankerlichaam en van de damwand (sterkte en inbedding). 4

91 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 of Scenario 1 : ankerbreuk (ankerlichaam of ankerstaaf of bevestiging) Scenario 2 : Plastisch scharnier in damwand + evt ankerbreuk + scenario 1 of Scenario 3 : Grondbreuk (te weinig inbedding) met doorgaand afschuiven of met ankerbreuk Scenario 4: Overall instabiliteit Figuur 1: Faalscenario s (initiële en vervolgmechanismen) 3.2 Analyse via Foutenboom In figuur 2 is zijn de faalscenario s ingetekend in een foutenboom 5

92 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 Figuur 2: Foutenboom op basis van faalscenario s in figuur 1. N.B. De mechanismen anker bezwijkt resectievelijk grondbreuk in scenario 2 zijn conditionele mechanismen, namelijk anker bezwijkt gegeven het ontstaan van een vloeischarnier resp. grondbreuk gegeven het ontstaan van een vleoischarnier. Dit geldt m.m. ook voor het mechanisme anker bezwijkt in scenario 3. De ongewenste top gebeurtenis bovenaan is het ontstaan van een dijkdoorbraak, als gevolg van een van de faalscenario s die eerder zijn beschreven. In de tweede laag van boven naar beneden in de foutenboom worden de faalscenario s benoemd, met daaronder de uitsplitsing naar mogelijk oorzaken. In de gestippelde (afgeronde) rechthoekjes wordt aangegeven of ingeschat wordt of al dan niet sprake is van significante reststerkte. Dit behoeft enige toelichting. In beginsel is altijd sprake van reststerkte en zal bij de berekening van de kans op een dijkdoorbraak de kans dat gegeven initieel bezwijken de reststerkte niet voldoende is om dijkdoorbraak te voorkomen (we zullen dit de resterkte-faalkans noemen) moeten worden 6

93 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 meegenomen. Die reststerkte-faalkans is een vage parameter, waarvan hooguit kwalitatieve uiterste inschattingen zijn te geven. Bijvoorbeeld: de reststerkte is zo groot dat het initiële faalscenario met grote waarschijnlijkheid niet tot een dijkdoorbraak (maar alleen tot beperkte vervormingen). Of: de reststerkte is zo klein dat het initiële faalscenario vermoedelijk leidt tot dijkdoorbraak. We schematiseren dat door twee uitersten te kiezen, namelijk er is wel reststerkte en er is geen reststerkte, met reststerkte-faalkansen gelijk aan (bijna) nul of aan Uitwerking foutenboomanalyse In het volgende zullen we proberen de structuur van de opbouw van de kans op dijkdoorbraak, als functie van de bijdragen door bezwijken van onderdelen van de constructie na te gaan en te analyseren. Daarbij worden de symbolische aanduidingen voor bezwijken van onderdelen, zoals aangegeven in tabel 1, gebruikt. Tabel 1: notaties voor bezwijken van (hoofd)onderdelen van de constructie dijk met damwand in relatie tot faalscenario s. Faalscenario Optreden deelmechanisme (=gebeurtenis) Symbool Opmerking: P( gebeurtenis) = kans op gebeurtenis Scenario 1 Ankerlichaam bezwijkt Ankerstaaf bezwijkt Ankerbevestiging bezwijkt Anker bezwijkt Vloeischarnier gegeven bezwijken anker Grondbreuk gegeven bezwijken anker Reststerkte onvoldoende S 1 bal bas bab ba vls ba gb ba rest P(bal) volgt uit dimensionering ankerlichaam P(bas) kan economisch 0 gemaakt worden P(bab) kan economisch 0 gemaakt worden P(ba) = P(bal bas bab) P(bal) P(vls ba) 1 voor flexibele damwand noot 1) P(gb ba) 0 voor flexibele damwand P(rest) 1 Scenario 2 Vloeischarnier in wand ontstaat Anker bezwijkt gegeven vloeischarnier Grondbreuk gegeven vloeischarnier Reststerkte onvoldoende Scenario 3 Grondbreuk (te weinig inbedding) Anker bezwijkt gegeven grondbreuk S 2 vls ba vls gb vls rest S3 inbedd ba inbedd P(vls) volgt uit dimensionering wand noot 2) P(ba vls)???? noot 1) P(gb vls) vermoedelijk 0 P(rest vls ( ba gb )) klein P(rest vls ba) 1 P(inbedd) 0 bij flexibele damwandconstructie P(ba inbedd)??? (niet van belang) Scenario 4 Overall instabiliteit S 4 inst P(inst) 0 bij flexibele damwandconstructie Symbolen: is vereniging van ( en of ) gebeurtenissen, is doorsnede ( en ) van gebeurtenissen ( ba gb ) is de ontkenning van de gebeurtenis (bagb) P( ) 0 betekent : kans is ( vermoedelijk of beheersbaar ) zeer klein P( ) 1 betekent: kans is (vermoedelijk) relatief groot Noten: 1) indien MSF >> MSF nodig 2) onbekend, rekentechnisch geen aanwijzingen 7

94 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 In deze tabel zijn kwalitatieve inschattingen gegeven van kansen op bezwijken van constructieonderdelen gegeven eerder bezwijken van andere onderdelen. Deze inschattingen zijn uiteraard tentatief en gebaseerd op engineering judgement op basis van de aard van de constructie. Voor een paar bezwijkgebeurtenissen wordt de kans op optreden 0, dat wil zeggen verwaarloosbaar klein ingeschat, omdat aangenomen wordt dat die bezwijkkansen efficiënt beheersbaar zijn (dus op relatief goedkope wijze verwaarloosbaar klein gemaakt kunnen worden). Dit geldt met name voor de kans op breuk van de ankerstaaf en ankerbevestiging (zonder voorafgaand optreden van andere mechanismen). Ten aanzien van kans-schattingen met betrekking tot falen van reststerkte wordt opgemerkt dat het hier gaat om schattingen ten opzichte van de effecten van reststerkte bij een klassieke dijkconstructie. Bijvoorbeeld: wanneer bezwijken van de damwandconstructie (vermoedelijk) gepaard gaat met vervormingen die vergelijkbaar zijn met vervormingen die ook optreden bij afschuiving van een klassiek dijklichaam, dan wordt de kans op falen van de reststerkte groot ingeschat, P(rest) 1. De kans op een dijkdoorbraak is gelijk aan de kans op het optreden van (tenminste een van) de mogelijke bezwijkscenario s: P(doorbraak) = P(S 1 S 2 S 3 S 4 ). De kansen op de verschillende scenario s analyseren we verder: Scenario 1: P(S 1 ) = P(ba) * (P(vls ba) + P(gb ba)) * P(rest ((vlsgb) ba))) P(ba) P(bal) Scenario 2: Omdat: P(vls ba) 1, P(rest ((vlsgb) ba)) 1 en P(bas) P(bab) 0 (beheersbaar klein) P(S 2 ) = P(vls) * P[{rest vls ba gb } {(ba vls) (rest vls ba)} {(gb vls) (rest vls gb)}] Gebruik P(A B C D) = 1 P ( A B C D) P(vls) * [1 {1 P(rest vls ( ba gb ))} {1 P(ba vls)}] P(vls) als P(ba vls) groot is en P(vls) * P(ba vls) als P(ba vls) klein is omdat: P(rest vls ( ba gb )) = klein en P(gb vls) = klein Essentieel voor de kans op een doorbraak volgens scenario 2 is dus de vraag wat het anker doet wanneer een vloeischarnier in de wand optreedt. Indien door het ontstaan van een vloeischarnier de ankerkracht significant toeneemt, is de kans reëel dat vervolgens ook breuk (of vloei) van het anker optreedt en progressief bezwijken in gang wordt gezet. Neemt door vloei in de damwand de ankerkracht, dan blijft het vermoedelijk bij relatief kleine vervormingen van de waterkering. Als conservatieve benadering gaan we voor het vervolg van de veiligheidsanalyse ervan uit dat de kans op ankerbreuk, gegeven het optreden van vloeien van de damwand, niet klein is, dus P(S 2 ) P(vls). 8

95 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 Scenario 3: P(S 3 ) P(inbedd) 0 Scenario 4: P(S 4 ) = P(inst) 0 Zoals eerder betoogd zijn de bijdragen van scenario s 3 en 4 aan de kans op dijkdoorbraak klein ten opzichte van scenario s 1 en 2. Dijkoorbraak: Voor de kans op dijkdoorbraak vinden op basis van het bovenstaande dat de dominante bijdragen komen van de mechanismen vloeien of breuk van het ankerlichaam en ontstaan van plastische vloei in de damwand : P(doorbraak) = P(S 1 S 2 S 3 S 4 ) P(S 1 S 2 ) P(bal vls) Daarbij wordt aangetekend dat via het ontwerp van de ankerstaaf en de verbinding tussen ankerstaaf en damwand verwaarloosbare bijdragen aan de kans op ankerbreuk als gevolg van bezwijken van ankerstaaf of verbinding moeten worden gerealiseerd. 9

96 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november Vereiste betrouwbaarheidsindices en omrekening naar veiligheidsfactoren Uitgangspunt bij de veiligheidsnormering is dat voor de constructie dijk met damwand eenzelfde faalkansruimte beschikbaar is als voor een klassieke dijkconstructie. Voor dijken in de Krimpenerwaard betekent dit een toelaatbare bijdrage aan de kans op een dijkdoorbraak door instabiliteit van het binnentalud van ongeveer 1/100 van de normfrequentie van 1/2000 voor de ontwerpwaterstand, beschikbaar per dijkvak en per jaar. Dit komt overeen met een kans van per dijkvak per jaar. Dit komt overeen met een betrouwbaarheidsindex van 4,4. Voor de normering van onderdelen van de damwandconstructie kunnen we deze faalkansruimte verdelen over de belangrijkste faalmechanismen, te weten ankerbreuk en het ontstaan van een plastisch scharnier in de damwand. Hoe die verdeling wordt genomen wordt ingegeven door kostenoverwegingen. Indien het verhogen van de veiligheid tegen ankerbreuk klein is ten opzichte van het verhogen van de veiligheid tegen het ontstaan van vloei in de damwand, ligt het in de rede om bij de verdeling van de beschikbare (geaccepteerde) faalkans zoveel mogelijk ruimte toe te delen aan kans op vloei in de damwand. We zullen we er vooralsnog van uit gaan dat de kosten van vergroten van de veiligheid tegen bezwijken van het ankerlichaam en de kosten van vergroten van veiligheid tegen het ontstaan van vloei in de damwand aan elkaar gewaagd zijn. Daarom ligt een gelijke verdeling van de faalkansruimte voor de hand. Daarmee komen we (tentatief) uit op de volgende normering op onderdelen: - toelaatbare kans op vloeien van de damwand P(vls) = en toelaatbare kans op bezwijken van het ankerlichaam P(bal) = Dit komt overeen met vereiste betrouwbaarheidindices vls = bal de toelaatbare kansen op breuk van de ankerstaaf en de bevestigingsconstructie tussen ankerstaaf met de damwand moeten veel kleiner zijn, om een niet significante bijdrage te kunnen realiseren. We kiezen P(bas) = P(bab) = Dit komt overeen met betrouwbaarheidsindices bas = bab 5.0. Opmerking: In een reactie op dit voorstel heeft de Provincie Zuid-Holland (PZH) haar visie op deze keuze gegeven (integraal opgenomen in bijlage 6). Hoewel de benaderingswijze iets verschilt komt PZH materieel op ongeveer dezelfde keuze uit, namelijk: vls = bal 4.5 en bas = bab 5.0. Ook bij de verdere uitwerking tot aan te houden additionele veiligheidsfactoren leidt dit tot dezelfde resultaten. De veiligheidseis willen we realiseren door additionele veiligheidsfactoren op het berekende velden inklemmingsmoment en op de ankerkracht zoals die berekend worden met behulp van de PLAXIS-analyses met reductie van c en tan( ), waarbij de berekende momenten in de damwand en de ankerkracht bij een MSF-waarde van 1.17 (de vereiste schadefactor bij stabiliteitscontrole van een klassieke dijk) als uitgangspunt worden genomen voor dimensionering van damwand en anker. De onderliggende gedachte is dat wanneer deze waarden als ontwerpwaarden voor dimensionering zouden worden genomen, hiermee bepaalde betrouwbaarheidsindices voor de afzonderlijke mechanismen (damwand en anker) worden gerealiseerd. Hoe groot die precies zijn weten we eigenlijk niet; om die betrouwbaarheidsindices af te leiden zouden we probabilistische betrouwbaarheidsanalyses nodig hebben. De uitersten zijn als volgt. In ieder geval denken we dat minimaal per mechanisme de veiligheid conform de geotechnische norm wordt gerealiseerd ( = 3.6). Mogelijk wordt echter ook een betrouwbaarheid gerealiseerd die bij benadering gelijk is aan die van de klassieke dijk, namelijk een betrouwbaarheidsindex van = De additionele veiligheidsfactoren berekenen we voor beide uitersten conform de formule in de Leidraad Kunstwerken (TAW-Leidraad Kunstwerken, mei 2003) voor het bepalen van additionele correctie op de partiële veiligheidsfactoren voor de sterkte (de zogenaamde materiaalfactoren). De formule geeft de correctie op de materiaalfactor die nodig is om een betrouwbaarheidsindex te realiseren die groter is dan de betrouwbaarheidsindex die gerealiseerd wordt met de niet gecorrigeerde materiaalfactor. De formule luidt: 10

97 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 corr e ( nodigref ) ln(1 V 2 ) Hierin is: corr nodig ref V : de correctiefactor : een probabilistische gevoeligheidscoëfficiënt, voor correctie op de sterkte gelijk aan 0.8 : de vereiste betrouwbaarheidsindex en : de betrouwbaarheidsindex die gerealiseerd wordt zonder de correctie : de variatiecoëfficiënt (relatieve spreiding van de sterkte) Hoewel toepassing van de formule in onze situatie strikt genomen niet helemaal correct is levert de formule toch een redelijke indicatie van de benodigde correctiefactoren. Die berekenen we op basis van de volgende aannamen: = 0.8 (conservatieve waarde) - nodig = 4.6 voor dimensionering van damwand en van ankerlichaam, 5 voor dimensionering van ankerstaaf en bevestiging ankerstaaf met damwand - ref = 4.4 resp 3.6 (de twee uitersten) - V = 0.2 voor dimensionering damwand, ankerstaaf en bevestiging en 0.3 voor dimensionering (grout)ankerlichaam Daarmee vinden we de volgende additionele veiligheidsfactoren: - voor damwand (factor op het berekende buigend moment): 1.06 resp voor ankerstaaf en verbinding (factor op de berekende ankerkracht): 1.10 resp voor ankerlichaam (factor op de berekende ankerkracht): 1.13 resp Voor de beslissing over welke additionele veiligheidsfactoren we moeten nemen gaan we uiteraard uit van de veilige aanname: ref = 3.6. Dit resulteert in een additionele veiligheidsfactor van 1.15 op het berekende buigend moment in de damwand voor dimensionering van de damplanken en een additionele veiligheidsfactor van 1.25 op de berekende ankerkracht voor dimensionering van het anker (ankerstaaf, ankerbevestiging en ankerlichaam). De marges (1.06 resp 1.16, 1.10 resp en 1.13 resp 1.25) geven aan wat de mogelijke winst kan zijn, wanneer we in plaats van aan de hand van de gekozen uitersten de ref nauwkeurig gaan berekenen met behulp van probabilistische analyses. De grootte van de marges geeft aan dat die winst beperkt zal zijn. 11

98 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november Conclusies t.a.v. ontwerpprocedure met PLAXIS In een eerdere notitie (bijlage 5) zijn voorlopige schattingen voor gegeven voor additionele veiligheidsfactoren, namelijk 1.25 a 1.30 op de berekende buigende momenten, 1.30 a 1.35 op de berekende ankerkracht t.b.v. dimensionering ankerlichaam en 1.5 op de ankerkracht t.b.v. dimensionering van de ankerstaaf (en bevestiging). Voor deze factoren werden twee redenen genoemd, namelijk vanuit het oogpunt van veiligheidsmodellering (en dit is in het bovenstaande onderzocht) en vanuit het oogpunt van numerieke onzekerheden in de PLAXIS-procedure. Dit laatste betrof de vraag in hoeverre via de c -tan( )-reductie-procedure in PLAXIS dezelfde buigende momenten en ankerkrachten worden gevonden bij een bepaalde MSF (van bijvoorbeeld 1.17) als wanneer met PLAXIS gerekend zou worden met (initieel) gereduceerde c en tan( ) (dus zonder de reductie methode). Uit berekeningen van Teunissen en Bakker blijkt dat berekende momenten en ankerkrachten die berekend worden met de reductiemethode in elk geval conservatief zijn (bijlage 2). Het lijkt daarom niet redelijk om deze numerieke onzekerheid nog eens af te dekken door een veiligheidsfactor. Daarom is een reductie van de oorspronkelijk voorgestelde veiligheidsfactoren in bijlage 5 te rechtvaardigen. Op grond van bovenstaande wordt voorgesteld: - Uitgangspunt voor sterkte dimensionering van damwand en van het anker zijn de berekende veldmomenten en de ankerkracht uit de PLAXIS-analyse, bij een MSF die gelijk is aan de schadefactor voor macro-stabiliteit van het binnentalud conform de Leidraad rivierdijken (deel 2). - Voor de dimensionering van de sterkte van de damwand wordt het maatgevend veldmoment vermenigvuldigd met een (additionele) veiligheidsfactor van 1.15 en getoetst aan de rekenwaarde van het (vol)plastische moment, berekend volgens de NEN Voor de dimensionering van het (grout)ankerlichaam en van de ankerstaaf en verbindingsconstructie van ankerstaaf en damwand wordt de berekende ankerkracht vermenigvuldigd met een (additionele) veiligheidsfactor van 1.25 en getoetst aan de rekenwaarden voor de sterkte, berekend volgens NEN Ten aanzien van horizontale verplaatsingen wordt het volgende voorgesteld: Conform de praktijk bij andere reeds gerealiseerde damwanden wordt uitgegaan van voor de bruikbaarheidsgrenstoestand een toelaatbare horizontale verplaatsing van maximaal 0.1 m en voor de uiterste grenstoestand een toelaatbare horizontale verplaatsing van maximaal 1/50 L. (hierin is L de verticale lengte damwand). 12

99 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 Bijlage 1: MEMO Aan : veiligheid l(lange) damwanden in dijken Van : Jan Jaap Heerema Onderwerp : Datum : Kopie aan : Om inzicht te krijgen in het optredende buigend moment in de damwand en de bijbehorende ankerkracht bij de uit te voeren dijkversterking langs de Nederlek, zijn een aantal eindige elementen berekeningen uitgevoerd met Plaxis in dijkprofiel Hierbij zijn in de berekeningen 3 variaties gemaakt: A. Een Plaxis berekening waarbij de sterkteparameters c en tan zijn verhoogd met een factor 1,5; B. Een Plaxis berekening waarbij, bovenop de bij A. genoemde factor 1,5, de sterkteparameters c en tan zijn verlaagd met een factor 1,17; C. Een Plaxis berekening waarbij de sterkteparameters c en tan zijn verhoogd met een factor 1,5 en waarbij de damwand zich niet elastisch gedraagt, maar elastoplastisch; D. Een Plaxis berekening waarbij, bovenop de onder A. genoemde factor 1,5, de sterkteparameters c en tan zijn verlaagd met een factor 1,17 en waarbij de damwand zich niet elastisch gedraagt, maar elastoplastisch. In de dijk is een damwand geïnstalleerd van het type AZ-26 met een vloeimoment van 1118 knm. De geometrie van het dijklichaam met damwand is als volgt: Figuur 1: geometrie van het dijklichaam met damwand bij dijkvak langs de Nederlek Werkwijze Na het uitvoeren van de berekeningen werd, conform de veiligheidsfilosofie, het buigend moment en de bijbehorende ankerkracht getoetst bij de, bij die berekening horende, gecorrigeerde Msf. De werkwijze hierbij was als volgt: 13

100 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 In Plaxis is na de c- reductie een curve gegenereerd die het verloop van de Msf aangeeft als functie van de doorlopen stappen. De tabel die hierbij hoort is gebruikt om de waarde van de Msf te corrigeren voor de factor 1,5 waarna vervolgens een nieuwe curve getekend kon worden met de gecorrigeerde Msf als functie van de doorlopen stappen (zie voor een voorbeeld figuur 2). Door de juiste gecorrigeerde Msf in de curve op te zoeken kan bepaald worden bij welke stap in het c- reductie proces de geëiste veiligheid van 1,17 gehaald is. Sum msf/1.5 vs. steps sum msf/ Figuur 2: curve van de gecorrigeerde Msf als functie van de doorlopen stappen bij het c- reductie proces voor berekening B. De juiste gecorrigeerde Msf en de stap in het c- reductie proces waarbij de vereiste veiligheid van 1,17 gehaald werd, is hieronder voor elke berekening aangegeven in tabel 1. step Berekening Msf Stap A 1,17 35 B 1,00 33 C 1,17 35 D 1,00 33 Tabel 1: gecorrigeerde Msf en de benodigde stap per berekening Resultaten De resultaten van de berekeningen zijn hierna per berekening gegeven. 14

101 Stabiliteitscriteria lange damwanden in dijken CO v2 november 2003 Berekening A De vervormingen die optreden in het dijklichaam en de damwand bij berekening A zijn gegeven in figuur 3 en 4: Figuur 3: vervormingen bij berekening A. Figuur 4: incremental shear strains voor berekening A. 15