Ingenieursbureau Waalbrug Nijmegen Referentieontwerp Projectcode HT 1694 Datum 7 november 2012 Status: Definitief Opdrachtgever ProRail Geotechnisch adviseur ir. R. Spruit Paraaf: Projectbegeleider ir. G. Hannink Paraaf:
Inhoudsopgave 1. Inleiding 4 1.1 Algemeen 4 1.2 Probleembeschrijving 5 1.3 Leeswijzer 5 2. Achtergrond 6 2.1 Inleiding 6 2.2 Diepwandvariant 7 3. Onderzoeken 8 3.1 Grondonderzoek 8 3.2 Geotechnisch laboratoriumonderzoek 8 3.3 Grondwater 9 3.4 Obstakelonderzoek 9 3.5 Materiaalonderzoek pijler en funderingspoer 9 3.6 Scheefstand pijler 10 3.7 Trillingen 10 4. Referentieontwerp 11 5. Uitgangspunten 14 5.1 Geometrische uitgangspunten 14 5.1.1 Maaiveld en peilen 14 5.1.2 Scheefstand pijler 14 5.1.3 Constructiediepte 14 5.1.4 Maatgevende doorsnede 14 5.2 Geotechnische uitgangspunten 14 5.2.1 Grondsoorten en -profielen 14 5.2.2 Materiaalfactoren 14 5.3 Hydraulische uitgangspunten 15 5.3.1 Buitenwaterstanden 15 Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 2 van 40
5.3.2 Ontwerpgrondwaterstand 15 5.3.3 Drainage 15 5.4 Belastingen 15 5.4.1 Terreinbelasting 15 5.4.2 Bovenbouw (remkracht) 15 5.4.3 Dynamische belastingen (trillingen) 16 6. Berekeningen van de verwachte deformaties 17 6.1 Beschouwde situaties 17 6.2 Grondopbouw en grondparameters 18 6.3 Berekeningen 19 6.4 Resultaten 3D-berekeningen 21 6.5 Resultaten 2D-berekeningen 25 6.6 Conclusies 28 7. Toetsing sleufstabiliteit 29 8. Toetsing verticale draagkracht 35 9. Uitvoeringscontrole en monitoring 36 9.1 Sleufstabiliteit 36 9.2 Controle gronddichtheid diepwand 36 9.3 Sonderingen 36 10. Conclusies 38 11. Referenties 39 Bijlage 1 Geotechnische lengteprofielen 40 Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 3 van 40
1. Inleiding 1.1 Algemeen In het kader van het programma Ruimte voor de Rivier worden op meer dan 30 locaties in Nederland aanpassingen verricht aan diverse watergangen. Een van deze watergangen is de Waal. Het rivierwater in de Waal moet o.a. bij de bocht tussen Nijmegen en Lent door een relatief smal winterbed. Het winterbed is hier plaatselijk maar 350 m breed, terwijl de gemiddelde breedte elders 1 km is. Door de bocht en de versmalling is sprake van een zeker mate van opstuwing, wat de rivierafvoer van de Waal niet ten goede komt. Om een hogere rivierafvoer mogelijk te maken, moet de rivier juist op deze locatie meer ruimte krijgen. In opdracht van Rijkswaterstaat wordt daarom een nevengeul, de bypass, gerealiseerd door de Gemeente Nijmegen. Dit project is onderdeel van het programma Ruimte voor de Rivier en wordt Ruimte voor de Waal-Nijmegen genoemd. Figuur 1: Nieuwe situatie als gevolg van het project Ruimte voor de Waal Nevengeul In het kader van het project Ruimte voor de Waal-Nijmegen dient de nevengeul onder de bestaande aanbruggen van de spoorbrug over de Waal gerealiseerd te worden. Daarnaast wordt een 2 e stadsbrug gerealiseerd en een stadseiland ten behoeve van recreatie (figuur 1). De ontgraving ten behoeve van het realiseren van de nevengeul heeft effect op de in de uiterwaard aanwezige constructies. In dit rapport wordt de impact op de spoorbrug beschouwd. De nevengeul loopt onder de spoorbrug door en daardoor komen drie pijlers van de betonnen aanbruggen van de brug in het water te staan (figuur 2). Omdat het bodempeil van de nevengeul Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 4 van 40
dieper komt te liggen dan de onderkant van de op staal gefundeerde bestaande pijlers, dienen deze pijlers te worden aangepast. ProRail heeft het Ingenieursbureau van Gemeentewerken Rotterdam (IGWR) opdracht gegeven hiervoor een referentieontwerp te maken. 1.2 Probleembeschrijving Het huidige maaiveld ligt ter plaatse van de pijlers thans op gemiddeld NAP +10,5 m en zal ten behoeve van de nevengeul worden verlaagd tot NAP +2 m. Hierdoor komt het funderingsniveau van de bestaande pijlers van de aanbruggen van de spoorbrug in het geding. De bodem van de nevengeul is namelijk op ca. 3 m onder het huidige funderingsniveau van de drie pijlers (NAP +5 m) gepland, welke op staal zijn gefundeerd. Figuur 2: Nieuwe situatie van de spoorbrug over de Waal te Nijmegen Het ontwerp van de aanpassing van de pijlers moet zodanig zijn dat de functie van de spoorbrug kan worden gehandhaafd tijdens het uitvoeren van de aanpassing en na het ontgraven van de nevengeul. Daarbij zal moet worden voldaan aan de belangrijkste doelstellingen van het project: - minimale hinder voor het spoorverkeer; - de veiligheid en standvastheid van de brug moeten in de toekomst zijn gegarandeerd; - er moet voor worden gezorgd dat door de in het kader van het project Ruimte voor de Waal Nijmegen te ontgraven nevengeul, de stabiliteit en veiligheid van de pijlers en spoorbrug niet in gevaar komt; - er moet voor worden gezorgd dat het project Ruimte voor de Waal Nijmegen tijdig kan starten; - er moet voor worden gezorgd dat de in het kader van het project Ruimte voor de Waal te ontgraven nevengeul gerealiseerd kan worden, zonder enige nadelige consequentie voor de spoorbrug en het spoorverkeer. 1.3 Leeswijzer In dit rapport worden de geotechnische aspecten van het referentieontwerp behandeld. Hoofdstuk 2 geeft enige achtergrondinformatie van het project. Hoofdstuk 3 gaat kort in op de ten behoeve van het project uitgevoerde onderzoeken. Het referentieontwerp wordt beschreven in hoofdstuk 4. Na de beschrijving van de uitgangspunten in hoofdstuk 5, worden in hoofdstuk 6 de uitgevoerde geotechnische ontwerpberekeningen gepresenteerd. De hoofdstukken 6 en 7 bevatten enkele toetsingen van het referentieontwerp. De benodigde uitvoeringscontroles en monitoring worden beschreven in hoofdstuk 9. In hoofdstuk 10 worden de conclusies gepresenteerd. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 5 van 40
2. Achtergrond 2.1 Inleiding Oorspronkelijk is door Movares een ontwerp gemaakt met diverse varianten. Op hoofdlijnen kunnen de varianten worden ingedeeld in twee categorieën: 1) handhaven van de pijlers; 2) vervangen van de pijlers. Op basis van een risicoanalyse is destijds het handhaven van de pijlers afgedaan als te risicovol. Vanwege de vermeende (veel) lagere bouwkosten dan een vervanging is deze variant later toch verder uitgewerkt. Omdat het handhaven van de pijlers de voorkeur heeft van diverse partijen (ProRail, Rijkswaterstaat, Gemeente Nijmegen), is aan IGWR gevraagd om de haalbaarheid van de variant waarbij de pijlers worden gehandhaafd, te onderzoeken. In een vroeg stadium is een ontwerpsessie belegd met externe adviseurs Prof. Ir. A.F. van Tol en Prof. Ir. J. Maertens. Hieruit volgde dat onder strikte condities de variant waarbij de pijlers worden gehandhaafd, haalbaar zou moeten zijn, maar dat met name het stijfheidsgedrag (de rotatiestijfheid) van de subvarianten nader zou moeten worden onderzocht. IGWR heeft de toen vigerende subvarianten (wand van diepwanden met jetgrout onder de bestaande poer, wand van tubexgroutinjectiepalen met jetgrout tussen de palen en onder de poer) nader onderzocht. Hieruit volgde dat beide varianten haalbaar zijn, maar sterk afhankelijk zijn van de horizontale voorspanning van de grond tussen de tegenover elkaar liggende diepwanden. De diepwandvariant is beter qua stijfheid dan de tubexpalenvariant, maar beide leveren (mits voldoende voorgespannen) een hogere rotatiestijfheid op dan in de huidige situatie. Enkele tussenconclusies waren: - eventueel kan worden overwogen om de remkrachten niet opnieuw over de pijlers her te verdelen, omdat de nieuwe stijfheid groter is dan de huidige; - de bijdrage van het jetgrouten op de stijfheid van het geheel ten opzichte van een situatie met onbehandelde grond (zand/grond met hoge dichtheid) is zeer beperkt; - de zakking van de pijler en de rotatiestijfheid van het systeem kan worden geoptimaliseerd door te variëren met de horizontale voorspanning tussen de wanden; - als de sleufstabiliteit kan worden gewaarborgd zonder jetgrouten, dan heeft jetgrouten geen meerwaarde. Vanwege de hoge stijfheid en robuustheid van de diepwand en omdat deze niet nader hoeft te worden afgewerkt om erosie van de wand te voorkomen, is gekozen voor de diepwandvariant. Voor bijvoorbeeld een variant met jetgroutkolommen zou wel nog een erosiebeschermende afwerking aan de buitenzijde nodig zijn. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 6 van 40
Parallel aan de diepwandvariant is ook op hoofdlijnen een variant waarbij de gehele pijler wordt vervangen, uitgewerkt. Deze bleek qua kosten, doorlooptijd en risico's minder gunstig dan de diepwandvariant. Om de vervangingsvariant haalbaar te krijgen, zou in ieder geval de remkracht moeten worden herverdeeld over de pijlers. Daarnaast is de verwachting dat er meer TPV s (treinvrije periodes) benodigd zijn. De diepwandvariant waarbij dat waarschijnlijk niet nodig is, heeft ook daarom de voorkeur van de opdrachtgever. 2.2 Diepwandvariant In dit rapport komen twee belangrijke vragen aan de orde: kan de stijfheid van de constructie worden gegarandeerd met een inpakking door middel van diepwanden? kunnen de diepwandsleuven veilig uitgevoerd worden? Om de stijfheid van de constructie groter te maken, is er wellicht een horizontale opspanning van de wanden onderling noodzakelijk. Er werd gedacht aan horizontale ankers op niveau NAP +4 m (= 1 m onder onderzijde poer), of diagonale ankers die bovenaan op NAP +6 m aangrijpen en in de tegenoverliggende wand op NAP +0 m worden vastgemaakt (verlijmen in een met een diamantboor gekernd boorgat of door het vasthaken met een uitklapmechaniek achter de wand, of door het vastschroeven in een stuk getapte draad (m36 bijvoorbeeld) in een dikke stalen plaat). De houdkracht van de ankers kan door middel van een uittrekproef worden geverifieerd. Als alternatief kan de diepwand extra stijf worden gemaakt, mogelijk door lokaal voor te spannen of door het inbrengen van stalen constructieprofielen. Voor de horizontale verankering is idealiter een droge ontgraving tot NAP +3,5 m (en dus een lokale verlaging van de grondwaterstand tot NAP +3 m) nodig. In een open ontgraving leidt dit waarschijnlijk tot een groot bemalingsdebiet (100 tot 200 m 3 per uur met een omgevingsbeïnvloeding van ongeveer 1 m verlaging op 60 m (een naastgelegen pijler). Dit debiet kan worden verkleind door op veilige afstand van de pijlers damwanden evenwijdig aan de spoorbrug over het gehele stuk waar de drie aan te passen pijlers zich bevinden, in te trillen tot aan de kleilaag op NAP -7 m. De 'kopse kanten' van dit waterremmend scherm zouden open gelaten kunnen worden (meer bemalen) of met gel of jetgrout worden afgedicht (op veilige afstand van de fundering van de pijlers). Hierna kan in den droge worden ontgraven zonder al te veel bemaling. Indien de horizontale boring voor de verankering in den natte kan worden uitgevoerd, is uiteraard geen bemaling nodig. Dit lijkt echter niet verstandig gezien de benodigde nauwkeurigheid van het werk. Voor het aanbrengen van de diagonale ankers is geen bemaling nodig. Uiteindelijk bleek het aanbrengen van een verankering niet nodig en wordt de stijfheid van de constructie verzekerd door de diepwanden 1,5 m dik te maken en aan de bovenzijde te voorzien van een kapconstructie die de bovenkant van de diepwanden aan weerszijden van de pijler koppelt. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 7 van 40
3. Onderzoeken Ten behoeve van het project is een groot aantal onderzoeken uitgevoerd. De resultaten van deze onderzoeken worden hierna kort beschreven. 3.1 Grondonderzoek In maart 2012 zijn door Mos Grondmechanica in totaal 14 sonderingen uitgevoerd aan de noordoever van de Waal [1]. Bij alle drie pijlers zijn twee sonderingen uitgevoerd. De overige sonderingen zijn tussen de pijlers uitgevoerd. Sondering 11 is slechts tot geringe diepte uitgevoerd vanwege een obstakel in de ondergrond. De ondergrond bestaat voornamelijk uit zand. Opvallend is dat het sondeerbeeld nabij de pijlers anders is dan tussen de pijlers: - bij de sonderingen 1 en 2, die op enige afstand ten noorden van pijler 1 zijn uitgevoerd, is tussen ca. NAP +7,5 m en NAP -2,5 m een gemiddelde conusweerstand gemeten van ca. 25 MPa; bij beide sonderingen komen wel hogere waarden voor tussen NAP +7,5 m en NAP +6 m en tussen ca. NAP +3 m en NAP +1,5 m; - bij de sonderingen 3 en 4, die nabij pijler 1 zijn uitgevoerd, zijn tussen ca. NAP +7,5 m en NAP -2,5 m conusweerstanden gemeten die variëren tussen 30 en 70 MPa; - bij de sonderingen 5 en 6, die tussen de pijlers 1 en 2 zijn uitgevoerd, is tussen ca. NAP +7 m en NAP -5 m een gemiddelde conusweerstand gemeten van ca. 20 MPa; - bij de sonderingen 7 en 8 die nabij pijler 2 zijn uitgevoerd, zijn tussen ca. NAP + 6 m en NAP +2,5 m conusweerstanden gemeten die variëren tussen 30 en 70 MPa. Beneden laatstgenoemd niveau is de conusweerstand tot ca. NAP -4 m gemiddeld 15 MPa; - bij de sonderingen 9 en 10, die tussen de pijlers 2 en 3 zijn uitgevoerd, zijn tussen NAP +7,5 m en NAP -1 m gemiddelde conusweerstanden gemeten van 15 à 20 MPa; - bij sondering 12, die nabij pijler 3 is uitgevoerd, zijn tussen NAP +6 m en NAP +3 m conusweerstanden gemeten die variëren tussen 30 en 70 MPa. Ook tussen NAP +2,5 m en NAP +1 m zijn grote conusweerstanden gemeten. Beneden laatstgenoemd niveau is de conusweerstand tot ca. NAP -5 m gemiddeld 10 à 15 MPa; - bij de sonderingen 13 en 14, die op enige afstand ten zuiden van pijler 3 zijn uitgevoerd, zijn tussen NAP +7 m en NAP -3 m gemiddelde conusweerstanden gemeten van 10 à 15 MPa. Nabij alle drie de pijlers komen conusweerstanden voor van 30 à 70 MPa tussen NAP +6 m en NAP +3 m, terwijl tussen de pijlers op dit niveau een conusweerstand van 10 à 20 MPa is gemeten. Dit verschil kan worden toegeschreven aan het verdichtende effect nabij de pijlers als gevolg van het gewicht van de pijlers (inclusief het gewicht van de passerende treinen) en als gevolg van de door het treinverkeer opgewekte trillingen. 3.2 Geotechnisch laboratoriumonderzoek In het voorjaar van 2012 zijn door Mos Grondmechanica de volgende proeven in het geotechnisch laboratorium uitgevoerd: - 12 samendrukkingsproeven - 36 korrelverdelingen - 13 CU- en 12 CD-triaxiaalproeven Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 8 van 40
- 36 korrelclassificaties - 23 volumegewichten en watergehalten De mosters waren afkomstig van de boringen 3, 7 en 11. De resultaten zijn gerapporteerd in [2]. 3.3 Grondwater In het verleden is deze over het algemeen tussen NAP +6 m en NAP +10 m geweest. De resultaten van metingen in de periode april-juni 2012 zijn opgenomen in [2]. Daaruit blijkt dat de grondwaterstanden in die periode tussen NAP +6,5 en +7,4 m hebben gevarieerd. De grondlagen zijn over het algemeen zeer waterdoorlatend. Een uitzondering daarop zijn de klei- en leemlagen die lokaal in het grondprofiel voor kunnen komen. De grondwaterstanden hebben een relatie met de waterstand in de rivier de Waal. In Tabel 1: is de relatie tussen de hoogteligging van gebiedsdelen en de frequentie waarmee ze overstromen, gegeven. Tabel 1: Hoogteligging van gebiedsdelen en de frequentie waarmee ze overstromen Hoogteligging in het gebied NAP +5 m NAP +6 m NAP +7 m NAP +8 m NAP 9 m NAP +10 m NAP +10,5 m (huidige hoogte eiland/landtong) NAP +12 m (hoogte Waalkade + Waalveld)) NAP +13,5 m NAP +16 m Gemiddelde overstromingsfrequentie 360 dagen per jaar (= ligt 5 dagen droog) 300 dagen per jaar (= ligt 60 dagen droog) 50% van het jaar 100 dagen per jaar, vooral november- maart 50 dagen per jaar 20 dagen per jaar 17 dagen per jaar Eens per 4 jaar Nog maar 2 keer in de historie Hoogste waterstand, inclusief storm, waarop het gebied nu wordt ingericht (1 x per 1250 jaar) 3.4 Obstakelonderzoek Ten behoeve van het verkrijgen van informatie over ondergrondse obstakels zijn proefsleuven gegraven. Hierbij zijn diverse munitieartikelen aangetroffen. Deze bevatten geen explosieve stoffen. De resultaten van het obstakelonderzoek zijn door Mos Grondmechanica gerapporteerd in [2]. 3.5 Materiaalonderzoek pijler en funderingspoer In juni 2012 zijn door Gemeentewerken Rotterdam kernboringen in de bestaande pijlers en in de onderliggende poeren uitgevoerd. Hieruit bleek dat de veronderstelde 3 m dikke betonnen funderingsplaat bestaat uit zeer heterogeen lage sterkte beton met grote delen puur granulair materiaal (goed verdicht puin): - bij één poer bestaat de bovenste 0,8 m uit beton met daaronder granulair materiaal; - bij de twee andere poeren bestaat de gehele dikte van de poer uit granulair materiaal. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 9 van 40
3.6 Scheefstand pijler Uit recente opmetingen is gebleken dat de pijlers nagenoeg recht staan en dat er derhalve in de loop der tijd zeer weinig scheefstand is opgetreden. 3.7 Trillingen Op 24 augustus 2012 zijn door Gemeentewerken Rotterdam aan de pijlers en aan het aangrenzend maaiveld trillingen tijdens treinpassages gemeten. Daarbij werden aan maaiveld trillingen tot 0,6 mm/s gemeten in het frequentiegebied van 0 tot 60 Hz. In de pijlers traden trillingen tot 0,9 mm/s op in het frequentiegebied van 0 tot 90 Hz. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 10 van 40
4. Referentieontwerp De bestaande fundering op staal heeft bewezen tot nu toe goed te functioneren, ondanks aanzienlijke belastingsverhogingen als gevolg van de vervanging van de stalen spoorbrug door een betonnen brug en de toevoeging van een uitkragende fietsersbrug, de Langzaam Verkeer Verbinding (LVV). Volgens het ontwerp wordt de pijler ingepakt in een zeer stijve constructie, zodat de toekomstige maaiveldverlaging die buiten de diepwanden wordt uitgevoerd, binnen in de doos geen (of een verwaarloosbaar of herstelbaar) effect heeft. Vanwege de behoorlijk hoge belastingen op de pijlers worden ook de momenten in de wanden van de opsluitende doos vrij hoog. Daarom wordt uitgegaan van diepwanden met een dikte van 1,5 m. Vanwege de sleufstabiliteit wordt de sleuflengte van de panelen vastgesteld op 2,8 m. Hiermee is naar verwachting bij een freatische grondwaterstand van NAP +8 m voldoende sleufstabiliteit (inclusief remkracht en trillingen) realiseerbaar. Om voldoende inklemming van de diepwanden te genereren worden de wanden doorgezet tot NAP -12 m. De diepwanden worden aan de bovenzijde aan elkaar gekoppeld via een constructieve schijf waar de huidige gemetselde opbouw van de pijler doorheen steekt. Zodoende worden naast elkaar gelegen panelen aan elkaar verbonden, maar ook tegenover elkaar liggende panelen. De gemetselde opbouw wordt door een flexibele omhulling gescheiden van de constructieve schijf. Daardoor wordt de rembelasting op de pijler via rotatie overgedragen aan de grond onder de poer (in de doos) in plaats van direct in de constructieve schijf. Op deze manier worden spanningsconcentraties in de gemetselde opbouw voorkomen. De spanningsspreidende eigenschappen van de 'poer' zijn op basis van het uitgevoerde onderzoek in belangrijke mate anders dan eerder aangenomen. Vanwege deze nieuwe inzichten is de voorkeur nog duidelijker voor het zo min mogelijk verstoren van de bestaande fundering op staal. Jetgrouten onder deze granulaire laag lijkt een precaire zaak. Een voordeel van dit nieuwe inzicht is dat de funderingsdrukken onder de 'plaat' compleet anders verlopen. Waar bij een betonnen plaat (=stijf) de funderingsdrukken aan de randen het grootst zijn en midden onder de poer het laagst (= gunstig voor de rotatiestijfheid, maar ongunstig voor de sleufstabiliteit), zal nu de funderingsdruk midden onder de poer het grootste zijn, vanaf daar verlopend naar vrijwel nul onder de rand van de poer. Dit is gunstig voor de sleufstabiliteit. In geval van een gescheurde doorsnede van de diepwand zullen grote horizontale verplaatsingen van de pijlers optreden als er geen verankering van de diepwanden wordt toegepast. Om de horizontale verplaatsingen beperkt te houden, is in het referentieontwerp uitgegaan van een grotere buigstijfheid, door de diepwand als ongescheurd te beschouwen (E=3,1*10 7 kn/m 2 ). Uit de oriënterende berekeningen bleek dat bij voldoende hoge stijfheid van de wanden (ongescheurde beton) er geen horizontale koppeling onder de poer langs, meer nodig is. De koppeling van de tegenover elkaar liggende wanden aan de bovenzijde (door middel van de Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 11 van 40
kopplaat) is voldoende om de benodigde stijfheid te behouden. De koppeling van de tegenover elkaar liggende wanden onder de poer langs is daarmee komen te vervallen. De momenten in de wanden in de bruikbaarheidsgrenstoestand lopen op tot net boven 1300 knm. Bij dergelijke momenten is bij een diepwand van 1,5 m dik nog een ongescheurde stijfheid te realiseren zonder dat de wapening hoeft te worden voorgespannen. In de uiterste grenstoestand mag de stijfheid afnemen tot gescheurde EI. Het referentieontwerp ligt dicht bij het oorspronkelijk idee van het inpakken van de wand. Complicerende elementen als jetgroutkolommen (ter verhoging van de stijfheid van de grond en ter verbetering van de sleufstabiliteit) en Tubexpalen kunnen worden weggelaten. Wat overblijft, is een robuuste doos van diepwanden (1,5 m dik) tot een diepte van NAP -12 m die aan de bovenzijde wordt afgedicht met een alzijdig afwaterende kap van 0,9 m dik, die tevens de naast elkaar liggende diepwandpanelen en de tegenover elkaar liggende wanden aan elkaar verankert. De opvulling tussen het deksel en de pijler die daar doorheen steekt moet flexibel zijn, uitstroming van zand voorkomen, maar wel water- en luchtdoorlatend zijn. Bovendien moet deze pakking non-destructief vervangbaar zijn. Indien (op basis van sonderingen voor en na het graven van de diepwanden) er een te grote afname van de stijfheid van de grondlagen binnen de invloedssfeer van de fundering op staal is opgetreden, dan kan deze worden hersteld door grondverdringende elementen binnen de omhullende diepwand in te brengen alvorens de kapconstructie aan de bovenzijde aan te brengen. Om vereffening van de waterdrukken binnen en buiten de diepwand-doos te faciliteren moeten per pijler 4 grindkolommen binnen de diepwandomhullende en 4 daarbuiten worden gemaakt, tot zodanige diepte dat alle kleilagen boven NAP -14 m worden doorboord. De grindkolommen moeten een minimale diameter van 300 mm hebben. Plaatsing dient te geschieden in de boven- en benedenstroomse taps toelopende delen van de constructie, minimaal 2 m uit de funderingspoer van de pijler. De vorm van de diepwandconstructie is afgestemd op de omstroming door water en is berekend op ijsbelasting en aanvaringen. De vorm is daarnaast ook besproken met het IQ team van de Gemeente Nijmegen. De vorm heeft daarmee een architectonische status verkregen, waarin met name de vormgeving van het zichtbare deel van de constructie als zodanig zijn vastgelegd en bindend zijn. Zichtbare stortnaden zijn ongewenst en de betonnen kapconstructie dient vlak afgewerkt te worden. Ten behoeve van het verzekeren van de duurzaamheid moeten de aanbevelingen van het CURhandboek Diepwanden worden opgevolgd. Aanvullend wordt een gedimensioneerde dekking van de wapening in de diepwand geëist van 100 mm. Het merendeel van de werkzaamheden is zonder bemaling uitvoerbaar. Als voor een activiteit verlaging van de freatische grondwaterstand gewenst is, moet rekening worden gehouden met Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 12 van 40
een zeer hoge doorlatendheid van de zand- en grindlagen, die door de nabije ligging van de Waal tevens goed gevoed blijven worden. In veel gevallen zal in den natte werken eventueel in combinatie met onderwaterbeton de voorkeur verdienen boven bemalen. Voordat de omhullende diepwanddoos met deksel gereed is (en in voldoende mate uitgehard), mag geen bemaling lager dan NAP +6 m in de omgeving van de pijlers worden uitgevoerd. In het geval dat een bemaling wordt toegepast, is een watervergunning noodzakelijk. De aanvraag van deze vergunning moet met de opdrachtgever, het waterschap en de gemeente Nijmegen worden afgestemd. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 13 van 40
5. Uitgangspunten De ontwerpuitgangspunten staan vermeld in [3]. In dit hoofdstuk zijn de uitgangspunten voor de geotechnische berekeningen opgenomen. 5.1 Geometrische uitgangspunten 5.1.1 Maaiveld en peilen De peilen staan aangegeven op de geotechnische lengteprofielen, zie bijlage 1. 5.1.2 Scheefstand pijler Aangenomen is dat de pijlers recht staan. 5.1.3 Constructiediepte Op basis van de oude constructietekeningen hebben de bestaande funderingspoeren een dikte van 3 m. De onderzijden van de poeren liggen op NAP +5 m. Destijds (1870) is bij de aanleg van de poeren een hulpconstructie (verloren bekisting) van houten dampalen gebruikt. Deze wand van aaneengesloten vierkante houten palen van NAP +8 m tot NAP +2 m is waarschijnlijk vrijwel overal nog aanwezig, maar is niet in de rekenmodellen meegenomen. De gemetselde opbouw van de pijler start op niveau NAP +8 m. 5.1.4 Maatgevende doorsnede Oorspronkelijk was er sprake van het gelijk verdelen van de remkrachten over de pijlers door middel van het aanbrengen van extra compensatielassen. Omdat uit de berekeningen bleek dat de aanpassingsconstructie voldoende draagkracht en rotatiestijfheid kan leveren, is ervoor gekozen de remkrachten niet opnieuw over de pijlers te verdelen. Dit betekent dat pijler 2 verreweg het grootste aandeel van een rembelasting te verwerken krijgt. In de toetsingsstappen is daarom uitgegaan van de belastingssituatie bij pijler 2. Pijler 2 is door de hoge rembelastingen in combinatie met het relatief lage maaiveld rond de pijler maatgevend. 5.2 Geotechnische uitgangspunten 5.2.1 Grondsoorten en -profielen De diverse grondlagen met de daarbij horende eigenschappen staan beschreven in rapport 'Nijmegen aanpassing spoorbrug i.v.m. aanleg nevengeul, Geotechnische parameters'. Het verloop van de grondlagen van noord naar zuid aan beide zijden van de pijlers is weergegeven in geotechnische lengteprofielen, zie bijlage 1. 5.2.2 Materiaalfactoren De grondeigenschappen zijn in overeenstemming met Eurocode 7 opgesteld, zie rapport Nijmegen aanpassing spoorbrug i.v.m. aanleg nevengeul, Geotechnische parameters. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 14 van 40
5.3 Hydraulische uitgangspunten 5.3.1 Buitenwaterstanden De freatische waterstanden en de toekomstige waterstanden in de nevengeul ondervinden een directe invloed van de waterstand in de Waal. 5.3.2 Ontwerpgrondwaterstand Voor de sleufstabiliteit is in het referentieontwerp uitgegaan van een grondwaterstand van NAP +8 m. 5.3.3 Drainage Om te bewerkstelligen dat de grondwaterdruk binnen de omhullende constructie altijd gelijk is aan de buitenwaterdruk, worden per pijler binnen en buiten de diepwandconstructie 8 drainagekolommen gemaakt (4 binnen de diepwandomhullende en 4 daarbuiten). 5.4 Belastingen 5.4.1 Terreinbelasting Er is gerekend met een terreinbelasting van 20 kpa buiten de diepwandomhullende. In de zone rond de pijlers (binnen de diepwandomhullende) is geen terreinbelasting toegestaan, omdat dit de druk op de fundering (en indirect dus op de diepwandsleuf) onnodig opvoert. Aangezien er voldoende werkterrein beschikbaar is, mag er geen terreinbelasting plaatsvinden binnen de diepwandomhullende. 5.4.2 Bovenbouw (remkracht). De uitkomsten van de berekeningen bij pijler 2 zijn bewust zonder optimalisatie ook van toepassing verklaard op de pijlers 1 en 3. Indien men in de toekomst alsnog de (mogelijk dan grotere) remkrachten opnieuw wil herverdelen, dan is in pijler 1 en 3 overcapaciteit beschikbaar. In [3] zijn de gehanteerde remkrachten vastgelegd. De verschillende belastingen, behorende bij een bepaalde belastingssituatie, zijn in de tabellen 2 en 3 gegeven voor zowel de 2D- als de 3D-schematisering. Voor de D-sheet berekeningen is de pijler met de daarop aangrijpende belastingen vertaald naar terreinbelastingen en horizontale lijnlasten die op het verenmodel aangrijpen. Tabel 2: Overzicht van de belastingen in de BGT (Plaxis 3D) Situatie Maatgevende pijler Niveau aangrijpingspunt [m + NAP] Max. hor. belasting in x-richt. [kn] Max. hor. belasting in y-richt. [kn] Max. vert. belasting [kn] excentriciteit in x-richt. [m] excentriciteit in y- richting [m] Bestaande pijler Pijler P2 17,6 2.805 1.105 33.406 0,090 1,213 Aangepaste pijler Pijler P2 17,6 4.158 1.145 35.544 0,121 1.151 De belastingen zijn exclusief het gewicht van de pijler beneden NAP +17,6 m De x-richting betreft de rijrichting van de treinen; positieve waarden zijn naar het noorden gericht Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 15 van 40
De y-richting betreft de richting loodrecht op de rijrichting; positieve waarden zijn naar het westen gericht Tabel 3: Overzicht van de belastingen in de BGT (D-Sheet) Situatie Maatgevende pijler Niveau aangrijpingspunt [m + NAP] Max. hor. belasting in x-richt. [kn] Max. hor. belasting in y-richt. [kn] Max. vert. belasting [kn] excentriciteit in x-richt. [m] excentriciteit in y- richting [m] Aangepaste pijler Pijler P2 10 4.158 nvt 35.544 1,01 nvt De belastingen zijn exclusief het gewicht van de pijler beneden NAP +10 m 5.4.3 Dynamische belastingen (trillingen) De dynamische belastingen die het gevolg zijn van de door het treinverkeer veroorzaakte trillingen in de ondergrond kunnen worden vertaald naar een afname van de effectieve sterkte van de grond. Op de maatgevende frequentie (55 Hz) is de maximale gemeten trilling 0,3 mm/s. Voor die frequentie is de grenswaarde uit de SBR-A richtlijn voor zetting (1 m/s 2 ) 3 mm/s. Er treedt dus maximaal 10% van de grenswaarde voor zetting op. Dit komt overeen met 0,1 m/s 2. Indien we de valversnelling van ca 10 m/s 2 hiermee vergelijken, kan de trilling uit de treinpassages worden gezien als een reductie van de effectieve hoek van inwendige wrijving van: a afname _ arctan( a horizontaal verticaal ) waarin: afname_φ = afname van de effectieve hoek van inwendige wrijving a horizontaal = horizontale versnelling (m/s 2 ) a verticaal = verticale versnelling (m/s 2 ) Dit komt neer op een afname van de effectieve hoek van inwendige wrijving van 0,6. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 16 van 40
6. Berekeningen van de verwachte deformaties Om de in werkelijkheid optredende situatie zo goed mogelijk te simuleren, is een model gemaakt in het rekenprogramma Plaxis. Hierin is gerekend met een veilige, maar realistische waarde van de grondeigenschappen. Hierdoor wordt het werkelijke gedrag en de vervorming van de constructie gesimuleerd. Wanneer gerekend zou worden met partiële factoren op de grondeigenschappen, zouden onwerkelijke bezwijkmechanismen kunnen worden geïntroduceerd. Bij het vaststellen van de maatgevende momenten, dwarskrachten en axiale krachten moet hiermee natuurlijk rekening worden gehouden. Ook aan de belastingszijde is met gebruiksbelastingen (BGT) gerekend. De vervorming van de pijler in de huidige situatie geldt als toetsingscriterium voor de vervormingen in de toekomstige situatie. Met het rekenprogramma Plaxis 3D is bij een maatgevende rembelasting een horizontale verplaatsing van de bovenzijde van de pijler berekend. In de nieuwe situatie moet (met hetzelfde rekenmodel) een zelfde of kleinere vervorming zijn berekend dan in de huidige situatie. 6.1 Beschouwde situaties In een Plaxis-berekening worden de geometrie van de constructie in samenhang met de ondergrond waarin deze zich bevindt en de bijbehorende belastingen in stappen vorm gegeven en per stap doorgerekend. Dit maakt het mogelijk de optredende spanningen en deformaties per stap te bekijken en te beoordelen. Ook kunnen per stap eventueel de grondparameters worden aangepast als de omstandigheden daarom vragen. Voor de berekeningen met het rekenprogramma Plaxis zijn de volgende situaties van belang: 1. de initiële situatie; de situatie waarbij er alleen sprake is van een uiterwaard van de rivier de Waal en er nog geen pijlers zijn gebouwd. 2. de situatie direct na de bouw van de pijlers, waarbij de pijlers nog niet belast zijn geweest door railinfraverkeer. 3. de gebruiksfase, waarbij de pijlers worden belast door railinfraverkeer. 4. de gebruiksfase anno 2012, waarbij de pijlers worden belast door railinfraverkeer terwijl gebleken is dat de kwaliteit van het tijdens de bouw gestorte beton van de poer slecht is. 5. de verbouwfase, waarbij sleuven langs de pijlers worden gegraven ten behoeve van het maken van diepwanden, terwijl de pijlers worden belast door railinfraverkeer. 6. de verbouwfase, waarbij zowel de diepwanden als de kapconstructie (excl. afwerklagen) gereed zijn, terwijl de pijlers worden belast door railinfraverkeer, 7. de situatie na het verlagen van het maaiveld en de pijlers worden belast door railinfraverkeer. De bovenbouw van de bestaande pijler wordt niet aangepast. Omdat pijler 2 de maximale remen aanzetkrachten kent, is de berekening voor het referentieontwerp voor deze pijler uitgevoerd. Bij de berekeningen met het programma Plaxis 3D is voor de situaties 1 t/m 4 gerekend met de belastingen die behoren bij de bestaande pijler. Voor de situaties 5 t/m 7 is gerekend met de belastingen die behoren bij de aangepaste pijler. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 17 van 40
Gedurende het ontwerpproces is de vorm van de diepwandoplossing enigszins aangepast. Dit is niet in de berekeningen met het rekenprogramma Plaxis 3D verwerkt. Bij het referentieontwerp is de omsluiting van de pijlers aan de oost- en westzijde wat spitser dan bij de Plaxis 3Dberekeningen. De afdekkende plaat aan de bovenzijde van de diepwanden is in de Plaxis 3D-berekeningen niet meegemodelleerd. 6.2 Grondopbouw en grondparameters Het grondprofiel van sondering 9 bij pijler 2 wordt beschouwd als het slechtste grondprofiel. De laagindeling ter plaatse van sondering 9 is daarom bij de berekeningen als maatgevend gebruikt. De karakteristieke waarden van de grondparameters die behoren bij de initiële situatie zijn weergegeven in tabel 4. De onderbouwing van de parameterkeuze is verwoord in rapport 'Nijmegen aanpassing spoorbrug i.v.m. aanleg nevengeul, Geotechnische parameters'. Tabel 4: Grondopbouw en grondparameters die behoren bij de initiële situatie (situatie 1) Diepte Diepte Grondsoort sat c [NAP m] [NAP m] [ ] [kn/m 2 ] van tot E 50,ref E ur,ref [kn/m 2 ] [kn/m 2 ] + 11,0 + 9,5 Klei, zwak 19 25 5 10.000 30.000 zandig + 9,5 + 7,5 Zand, los 19 30 0 15.000 45.000 gepakt +7,5 +4,5 Zand, vast 21 35 0 75.000 225.000 gepakt +4,5 +3,2 Grind 21 30 0 60.000 180.000 + 3,2-1,0 Zand 20 30 0 25.000 75.000-1,0-4,0 Klei, siltig 20 22,5 13 5.000 15.000-4,0-6,0 Grind 21 32 0 45.000 135.000-6,0-7,5 Leem 21 28,5 5 15.000 45.000-7,5 - Zand 21 32 0 30.000 90.000 - - Aanvulzand* 20 30 0 15.000 45.000 (*) Dit betreffen aangenomen waarden voor het zand dat is gebruikt om tijdens de bouw van de pijlers de ruimte boven de poer en rondom de pijler aan te vullen (talud met een helling van 1:2). Voor het maken van de fundering van de pijler heeft men destijds houten palen als grondkering aangebracht. Vervolgens is aan de buitenzijde van deze grondkering vanaf het maaiveld op ca. NAP +11 m een talud onder 1:2 ontgraven tot aan de palen, waarna de koppen van de palen zijn gesneld op NAP + 8 m en het gebied tussen de palen is uitgegraven tot NAP + 5 m. In die ruimte is vervolgens tussen NAP + 8 m en NAP + 5 m het beton voor de poer gestort. Na het verharden van het beton is volgens het bestek de ruimte boven de poer tot het talud aangevuld met zand. Het materiaal van de poer is voor de situatie direct na de bouw als niet gewapend beton gemodelleerd. Uit kernboringen in de poeren is gebleken dat het materiaal van de poer in de loop Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 18 van 40
der tijd is veranderd van beton (E = 2.10 7 kn/m 2 ) in een min of meer granulair materiaal. Hier is in de berekeningen rekening mee gehouden door twee situaties te beschouwen: 1. de bovenste 0,8 m van de poer bestaat uit goed beton en de rest uit granulair materiaal. 2. de gehele poer bestaat uit granulair materiaal. Het granulair materiaal is als een grondlaag gemodelleerd en hiervoor is het Mohr-Coulomb model van toepassing verklaard, zonder cohesie en met een hoek van inwendige wrijving van 45. Als elasticiteitsmodulus is 100.000 kn/m 2 aangenomen, zie tabel 5. Tabel 5: Materiaalparameters tijdens de gebruiksfase anno 2012 (situatie 4) Diepte [NAP m] van Diepte [NAP m] tot Materiaal / sat [ ] c [kn/m 2 ] E [kn/m 2 ] + 8 + 5 Granulair materiaal* 24 45 0 100.000 (*) tussen houten palen 6.3 Berekeningen Er zijn berekeningen uitgevoerd om de verplaatsing van de pijlers te berekenen als gevolg van het verlagen van het maaiveld rondom de pijlers. Daarbij is de grootte van de aanzet- en remkrachten van grote invloed. De berekeningen zijn uitgevoerd met het rekenprogramma Plaxis, dat gebruik maakt van eindige elementen. Er is zowel met de 2D- als de 3D-versie gerekend. Zoals al eerder aangegeven is het onderscheid in de situaties waarin de ondergrond en de pijler zich bevinden belangrijk. Deze situaties zijn doorgezet in de berekeningen. Hierbij is steeds een rustpositie ingebracht na het modelleren van de aanzetkracht of de remkracht: 1. de initiële situatie, dwz de situatie waarbij er alleen sprake is van een uiterwaard van de rivier de Waal en er nog geen pijlers zijn gebouwd. 2. de situatie direct na de bouw van de pijlers, waarbij de pijlers nog niet belast zijn geweest door railinfraverkeer. 3. de gebruiksfase, waarbij de pijlers worden belast door railinfraverkeer. Hierbij zijn onderscheiden: - Pijler is gereed - Aanzet- of remkracht - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) - Aanzet- of remkracht in de andere richting - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) 4. de gebruiksfase anno 2012, waarbij de pijlers worden belast door railinfraverkeer terwijl gebleken is dat de kwaliteit van het tijdens de bouw gestorte beton van de poer slecht is (figuur 3): - Poer verandert van eigenschappen - Aanzet- of remkracht - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) - Aanzet- of remkracht in de andere richting - Huidige rustpositie (geen aanzet- of remkracht) Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 19 van 40
5. de verbouwfase, waarbij achtereenvolgens per berekeningsfase steeds twee diametraal tegenover elkaar liggende sleuven tegelijk langs de pijlers worden gegraven ten behoeve van het maken van diepwanden, terwijl de pijlers worden belast door railinfraverkeer. In de modellering bestaat het maken van elke sleuf uit een bentonietfase (waarin de grond is ontgraven en de sleuf stabiel wordt gehouden door bentoniet) en een betonfase: - Maken diepwandsleuven (bentonietfase) - Aanzet- of remkracht - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) - Aanzet- of remkracht in de andere richting - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) 6. de verbouwfase, waarbij zowel de diepwanden als de kapconstructie gereed zijn, terwijl de pijlers worden belast door railinfraverkeer: - Maken diepwandbalk en bovenplaat - Aanzet- of remkracht - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) - Aanzet- of remkracht in de andere richting - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) 7. de situatie na het verlagen van het maaiveld en de pijlers worden belast door railinfraverkeer: - Ontgraven tot NAP +1 m - Aanzet- of remkracht - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) - Aanzet- of remkracht in de andere richting - Rustpositie (geen aanzet- of remkracht) Figuur 3: Bestaande situatie pijler met poer (gebruiksfase) Bij alle 3D-berekeningen is de grondwaterstand aangenomen op NAP +11 m, met uitzondering van de situatie tijdens het maken van de diepwanden. In die situatie is de grondwaterstand Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 20 van 40
aangenomen op NAP +8 m. Uitgegaan is van een gedraineerd grondgedrag. Het waterspanningsverloop is hydrostatisch aangenomen. Met het 3D-rekenprogramma zijn alle hiervoor beschreven situaties doorgerekend. Met het 2Drekenprogramma is de situatie tijdens het graven van de diepwandsleuven overgeslagen, omdat die situatie alleen met een 3D-rekenprogramma goed kan worden gemodelleerd. In het 2D-model is gevarieerd met de grondwaterstanden om zo de maatgevende momenten in de kapconstructie vast te stellen. 6.4 Resultaten 3D-berekeningen De belangrijkste resultaten van de berekeningen met het computerprogramma Plaxis 3D zijn weergegeven in tabel 6. Vanwege de niet-centrisch aangrijpende belastingen variëren de verplaatsingen per locatie. In de tabel zijn de maximaal berekende waarden opgenomen. Tabel 6: Resultaten van de berekeningen met Plaxis 3D Totale hor. verpl. In x-richting [mm] Totale hor. verpl. In y-richting [mm] Totale vert. verpl. pijler links [mm] Gebruiksfase anno 2012; poer deels nog bestaande 1 4-20 uit goed beton; oude hor. belastingen (2.805 kn) Gebruiksfase anno 2012; poer bestaande uit slecht 41 17-48 beton; oude hor. belastingen (2.805 kn) Gebruiksfase anno 2012; poer deels nog bestaande 13 6-26 uit goed beton; nieuwe hor. belastingen (4.158 kn) Gebruiksfase anno 2012; poer bestaande uit slecht 81 20-64 beton; nieuwe hor. belastingen (4.158 kn) Situatie na verbouw pijler; poer deels nog bestaande 17 9-32 uit goed beton; nieuwe hor. belastingen (4.158 kn) Situatie na verbouw pijler; poer bestaande uit slecht beton; nieuwe hor. belastingen (4.158 kn) 82 25-76 De verplaatsingen zijn op het pijlerniveau NAP +17,6 m berekend Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 21 van 40
Figuur 4: Nieuwe situatie met pijler en diepwand (na verlagen van maaiveld tot NAP +1 m; belasting door treinverkeer op NAP +17,6 m) Figuur 5: Bestaande situatie: horizontale verplaatsing in x-richting ter plaatse van bovenkant spoor bij een horizontale belasting van 4.158 kn Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 22 van 40
Figuur 6: Bestaande situatie: verticale verplaatsing ter plaatse van bovenkant spoor bij een horizontale belasting van 4.158 kn Figuur 7: Nieuwe situatie: horizontale verplaatsing in x-richting ter plaatse van bovenkant spoor bij een horizontale belasting van 4.158 kn in de eindsituatie Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 23 van 40
Figuur 8: Nieuwe situatie: verticale verplaatsing ter plaatse van bovenkant spoor bij een horizontale belasting van 4.158 kn in de eindsituatie Figuur 9: Nieuwe situatie: Verticale verplaatsing ter plaatse van bovenkant spoor bij een horizontale belasting van 4.158 kn Uit de berekeningen blijkt dat de pijler aanvankelijk slechts een beperkte verplaatsing zou hebben ondergaan. Als gevolg van de degeneratie van het beton van de poer zouden de verticale Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 24 van 40
verplaatsingen in de loop der tijd kunnen zijn toegenomen tot ca. 60 mm, terwijl de horizontale verplaatsing zou zijn toegenomen tot ca. 80 mm. In de nieuwe situatie waarbij pijler 2 door middel van diepwanden is ingepakt en er om de diepwanden heen is ontgraven tot NAP +1 m, blijkt dat de invloed van de maximale aanzet- en remkrachten op de horizontale verplaatsing van de pijler beperkt is. De horizontale verplaatsing neemt met ca. 4 mm toe als de poer deels nog uit goed beton bestaat. In het geval dat de poer geheel uit slecht beton zou bestaan, veranderen de horizontale verplaatsingen nauwelijks, of nemen met ca. 5 mm toe. Hierdoor blijven de spanningen in de gemetselde bovenbouw van de pijler nagenoeg gelijk aan de huidige spanningen. De berekende verticale verplaatsing neemt door de verbouw van de pijler toe met 6 à 12 mm. 6.5 Resultaten 2D-berekeningen Het doel van de 2D-berekeningen is het vaststellen van de momenten in de wanden en bovenplaat. In het gehanteerde Plaxis 3D model is het namelijk vrijwel niet mogelijk om momenten te herleiden uit de met volume-elementen opgebouwde diepwanden. Daarom is de wand in D-Sheet-Piling (versie 9.2) gemodelleerd. De berekende verplaatsingen zijn vergeleken met de verplaatsingen die in de Plaxis 3Dberekening werden verkregen. Op basis hiervan is een veerstijfheid voor de koppeling tussen de beide tegenover elkaar liggende wanden bepaald. Als simulatie van de verbinding via de kopplaat is een veerstijfheid van 100.000 kn/m/m' gehanteerd (een belasting van 100 kn veroorzaakt een verplaatsing van 1 mm). In de 2D-berekening met D-Sheet-Piling worden vergelijkbare verplaatsingen van de wand berekend als met de Plaxis 3D-berekening als gebruik wordt gemaakt van δ = φ. Bekend is dat boogwerking in de grond in D-Sheet-Piling niet wordt meegerekend. Daartegenover staat dat in Plaxis 3D gerekend is met interface elementen tussen diepwand en grond (R=0,67). Dit komt overeen met de verwachtingen: het 3D model geeft een betere simulatie van de spreiding van de funderingsdrukken, boogwerking is volledig (3D) geïmplementeerd en de diepwanden zijn ook aan de boven- en benedenstroomse kant gemodelleerd. Het is dus logisch dat om in een simpeler 2D-berekening aan gelijke vervormingen te komen, de grondeigenschappen (in dit geval wandwrijving) beter moeten zijn. Als de bovenzijde van de diepwand momentvast zou zijn verbonden aan de kopplaat, dan zouden zeer hoge momenten optreden die vrijwel niet weg te wapenen zijn in de kopplaat. Omdat uit de Plaxis 3D-berekeningen en de 2D-berekeningen met D-Sheet-Piling is gebleken dat een momentvaste verbinding niet noodzakelijk is voor het goed functioneren van de inpakconstructie, is er voor een momentvrije verbinding tussen wanden en kopplaat gekozen. Hierdoor ligt het veldmoment in de diepwand uiteraard wel hoger dan in het geval er wel een momentvaste verbinding zou worden uitgevoerd. Ten behoeve van het uitvoeren van de berekeningen zijn de belastingen uit de bovenbouw voor de BGT als volgt verwerkt tot terreinbelastingen en horizontale belastingen. De verticale belastingen zijn in totaal maximaal 34.721 kn per pijler, opgebouwd uit: - eigen gewicht spoorbrug: 19.550 kn - mobiele belasting uit het spoor: 12.318 kn - eigen gewicht langzaamverkeerverbinding: (LVV) 1.208 kn - mobiele belasting uit LVV: 1.645 kn Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 25 van 40
De horizontale belastingen zijn totaal maximaal 4.914 kn per pijler, opgebouwd uit: - rem- en aanzetbelasting spoorbrug: 3.993 kn - windbelasting (evenwijdig aan brug): 756 kn - rem- en aanzetbelasting LVV: 165 kn De belastingsvector op de bovenkant van de pijler heeft dus een verticale grootte van 34.721 kn en een horizontale grootte van 4.914 kn. De hoek die deze vector met de verticaal maakt, is daarmee 8,06 graden. De effectieve breedte van de funderingsstrook neemt daarmee af van 10 naar 7,17 m. De remkracht veroorzaakt excentriciteit van de verticale belasting, waardoor de funderingsdruk oploopt (cq. de effectieve strookbreedte neemt af). Daarnaast is de horizontale component van de belasting gemodelleerd als horizontale last op halve hoogte van de funderingspoer. De verticale en horizontale belasting worden aangenomen te spreiden over 21,5 m (20 m poer met aan beide zijden 0,75 m extra door spanningsspreiding in de grond) Voor de BGT volgt hieruit een funderingsdruk van 225 kpa (=34.721/21,5/7,17) van 1,5 m uit de wand tot 8,67 m uit de wand in combinatie met een horizontale last van 229 kn (=4.914/21,5). Voor de UGT zijn de belastingen verkregen door de permanente belastingen te vergroten met een factor 1,25, de mobiele spoorbelastingen met een factor 1,5 en de overige belastingen (wind en LVV mobiel) met een factor 1,65. Voor de UGT volgt hieruit een funderingsdruk van 322 kpa (=47.139/21,5/6,81) van 1,5 m uit de wand tot 8,31 m uit de wand in combinatie met een horizontale last van 349 kn (=7.509/21,5). Over het deel van de wand waar de momenten in de UGT situatie het scheurmoment overschrijden is een stijfheid van 30% van de ongescheurde stijfheid aangehouden. De belangrijkste resultaten van de berekeningen met het computerprogramma D-Sheet-Piling zijn weergegeven in tabel 7 en in de figuren 10 en 11. Tabel 7: Samenvatting resultaten van de berekeningen met D-Sheet-Piling BGT UGT Maximaal veldmoment (knm) -1310-2934 Maximaal inklemmingsmoment (knm) 65 539 Maximale dwarskracht (verbindingkopplaat) (kn) -344-647 Maximale verplaatsing loodrecht op element (mm) -8-33 Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 26 van 40
Figuur 10: Resultaten van de berekeningen voor de BGT Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 27 van 40
Figuur 11: Resultaten van berekeningen voor de UGT 6.6 Conclusies De berekeningen met het rekenprogramma Plaxis 3D komen het meest overeen met de werkelijke situatie en de resultaten daarvan dienen derhalve als uitgangspunt voor het ontwerp. Dit betekent dat ervan uit moet worden gegaan dat de pijler in de loop der tijd tot ca. 70 mm kan zijn gezakt en dat de horizontale verplaatsing bij de maximale belasting ca. 80 mm kan bedragen. Door de aanpassing van de pijlers nemen deze verplaatsingen slechts in geringe mate toe. Wel dient bedacht te worden dat verplaatsingen als gevolg van de uitvoering, vooral tijdens het maken van de diepwandsleuven, anders dan de verplaatsingen die voortkomen uit het ontgraven van de sleuven, in de berekeningen buiten beschouwing zijn gelaten. De berekende verplaatsingen anno 2012 zouden moeten worden geverifieerd met uitgevoerde zettingsmetingen. Tot op heden zijn echter nog geen meetgegevens ter beschikking gesteld. Uit de Plaxis 3D simulaties blijkt dat de vervormingen van de gemetselde pijler in de nieuwe situatie vrijwel gelijk zijn aan de vervormingen in de huidige situatie. Dit geeft vertrouwen dat de spanningen in het gemetselde deel van de pijler vrijwel gelijk zullen blijven. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 28 van 40
7. Toetsing sleufstabiliteit De stabiliteit van de sleuf tijdens het maken van een diepwandpaneel is gecontroleerd met het rekenprogramma GGU-Trench versie 8 dat is gebaseerd op de rekenwijze van DIN 4126. Met dit programma wordt berekend of de macrostabiliteit en de microstabiliteit van de sleuf op alle niveaus voldoende is. Tevens wordt het evenwicht tussen de steunvloeistofdruk en de waterdruk gecontroleerd. De (macro)stabiliteitsfactor voor een diepwandsleuf is gedefinieerd als het verschil tussen de steunvloeistofdruk en de waterdruk, gedeeld door de horizontale korreldruk, waarbij de schuifspanningen op de zijvlakken van de (afschuivende) wig zijn verdisconteerd. Als eis is aangehouden, dat de stabiliteitsfactor bij toepassing van karakteristieke waarden ten minste 1,5 is. De (micro)stabiliteitsfactor wordt berekend als zijnde: τ F / (d 10 * γ / tan φ, waarin: τ F = zwichtspanning [N/m 2 ] d 10 = 10% fractie uit de korrelverdeling van de grond [mm] γ = (in dit geval) effectief volumegewicht van de grond [kn/m 3 ] φ = hoek van inwendige wrijving van de grond [ ] Conform DIN 4126 is een veiligheidsfactor van ten minste 1,0 vereist. Voor de zwichtspanningen is in de berekeningen 0,01 kn/m 2 aangehouden. Deze moet dus tijdens het graven van de sleuven worden gehaald. De d 10 is per grondlaag bepaald uit de bij het laboratoriumonderzoek uitgevoerde korrelverdelingen. Voor de controle van het evenwicht tussen de steunvloeistofdruk en de waterdruk bepaalt het rekenprogramma deze drukken aan de onderkant van de diepwandsleuf. Conform DIN 4126 is een veiligheidsfactor van ten minste 1,05 vereist. Bij de berekeningen is sondering 09 als maatgevend beschouwd. Er is uitgegaan van een maaiveldniveau van NAP +11 m en de grondparameters zijn aangehouden, zoals vermeld in paragraaf 6.2. Voor de grondwaterstand is uitgegaan van NAP +8 m. Ook bij de berekeningen met het programma GGU-Trench is rekening gehouden met de slechte kwaliteit van het beton van de poer. De volgende situaties zijn onderscheiden: 1. In het geval van een slecht functionerende poer is aangenomen dat de belastingen op NAP +8 m worden overgedragen op het restmateriaal van de poer dat is opgevat als granulair materiaal met een volumegewicht van 24 kn/m 3. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 29 van 40
2. In het geval van een nog goed functionerend bovengedeelte van de poer is aangenomen dat de belastingen via een betonplaat van 10 m breedte op NAP +7,2 m diepte worden overgedragen op het restmateriaal van de poer, dat in de berekeningen is opgevat als een granulair materiaal. De belastingen op de verschillende aangrijpingsniveaus zijn ontleend aan de berekeningen met het programma Plaxis 3D, waarbij een verrekening heeft plaatsgevonden van de verticale korrelspanning boven dat niveau. Er is geen rekening gehouden met het beperkte dynamische karakter van de belasting. Er is tevens een berekening gemaakt met alleen een bovenbelasting van 20 kpa aan de andere kant van de sleuf, ter bepaling van de stabiliteitsfactor tijdens de bouwactiviteiten. Hierbij is de belasting van de pijler weggelaten. Aangenomen is dat zich ten tijde van het maken van de diepwandpanelen geen bouwmaterieel tussen de pijler en de diepwandsleuven bevindt. Als sleufbreedte is 2,8 m aangehouden. Het niveau van de steunvloeistof is NAP +10 m. Het volumegewicht van de steunvloeistof is lineair toenemend met de diepte aangenomen: van 10,3 kn/m 3 op NAP +10 m tot 11 kn/m 3 op NAP -12 m. Er zijn vanaf NAP +9,5 m per 0,25 m diepte van de sleuf berekeningen uitgevoerd tot de einddiepte van NAP -12 m. De kleinste macro-stabiliteitsfactoren zijn vermeld in tabel 8. In deze tabel zijn tevens de uitkomsten opgenomen van de kleinste micro-stabiliteitsfactoren en van de kleinste factoren die de mate van evenwicht tussen de steunvloeistof en de waterdruk aangeven. Tabel 8: Resultaten van berekeningen met het computerprogramma GGU-Trench. Niveau belasting [m NAP] Breedte belasting [m] Afstand tot sleuf [m] Belasting [kpa] Macrostabiliteitsfactor [-] Microstabiliteitsfactor [-] 11,0 oneindig 0 20 * 1,82 1,467 1,172 8,0 5,0 4,0 494 1,81 1,467 1,172 7,2 10,0 1,5 251 2,14 1,467 1,171 * = alleen een terreinbelasting van 20 kpa aan de buitenkant van de sleuf Vloeistofevenwichtsfactor [-] Uit tabel 8 blijkt dat alle berekende veiligheidsfactoren voldoen aan de gestelde eisen. In het geval van alleen een bovenbelasting, wordt de kleinste macro-stabiliteitsfactor berekend op een niveau van NAP -7 m (figuur 12). Bij de belastinggevallen met pijler wordt de kleinste macrostabiliteitsfactor berekend op een niveau van NAP -12 m, dus op het diepste punt van de diepwandsleuf (figuur 13). Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 30 van 40
Figuur 12: Uitkomsten Trench berekening met alleen een terreinbelasting van 20 kpa Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 31 van 40
Figuur 13: Uitkomsten Trench berekening met alleen de belasting uit de pijler Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 32 van 40
De stabiliteit van de diepwandsleuf is tevens als een aparte bouwfase berekend met het rekenprogramma Plaxis 3D. Hierbij is alleen de sleufstabiliteit bij het bereiken van de einddiepte van de sleuf beschouwd. In de berekening zijn twee sleuven gemodelleerd, loodrecht op de rijrichting van het spoor. De sleuven bevinden zich schuin tegenover elkaar. Door middel van φ-c reductie is de (macro)stabiliteitsfactor bepaald. In het geval van een poer die bestaat uit goed beton en verder granulair materiaal, bedraagt de berekende veiligheidsfactor ten minste 3,3 als er alleen sprake is van verticale belasting. Indien er bovendien sprake is van horizontale belasting, dan bedraagt de veiligheidsfactor ten minste 2,9. In het geval van een poer, bestaande uit granulair materiaal, bedraagt de berekende veiligheidsfactor ten minste 2,2. Deze factoren zijn iets groter dan de macro-stabiliteitsfactoren, bepaald met het rekenprogramma GGU-Trench. De berekende veiligheidsfactoren zijn ruim hoger dan de gebruikelijke veiligheidsfactor van 1,5 die bij het graven van diepwanden op zeer korte afstand van funderingen op staal vaak wordt gehanteerd. De sleufstabiliteit biedt daarmee een behoorlijke mate van ingebouwde veiligheid voor plotselinge daling van de bentonietspiegel of rijzing van het freatisch grondwaterpeil. Figuur 14: Horizontale verplaatsing in x-richting bij twee diepwandsleuven; geen horizontale belasting Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 33 van 40
Figuur 15: Horizontale verplaatsing in x-richting bij twee diepwandsleuven; de horizontale belasting is 4.158 kn De grondopbouw, hoewel grindig, moet qua microstabliteit geen probleem opleveren, omdat blijkens de gradering er geen sprake is van puur grind. Er is in alle beschikbare korrelgrootteverdelingen sprake van een voldoende hoog aandeel zandfracties om de ruimtes tussen de grindkorrels op te vullen, zodat de afpleisterende werking van de bentoniet zijn werk zal kunnen doen. De toetsing van de korrelgroottes in het rekenprogramma GGU-Trench levert eenzelfde resultaat: ondanks de grindfractie levert dit naar verwachting geen problemen op voor de sleufstabiliteit als de uitvoerende partij voldoende zorg besteedt aan de uitvoering en de keuze voor het type toe te passen bentoniet. De invloed van de trillingen door het treinverkeer is niet vertaald in (iets) minderde grondeigenschappen in het Plaxis 3D model. De berekende sleufstabiliteit is namelijk dermate ruim dat een afname van de hoek van inwendige wrijving van 0,6 nog ruim binnen de marges valt. Uitgaande van een gemiddelde hoek van inwendige wrijving van 30, zal deze met reductie i.v.m. treinverkeer uitkomen op 29,4. Deze afname van sterkte met 0,6 zal de veiligheidsfactor evenredig met de tangens van beide wrijvingshoeken laten afnemen met ca. 5%. Het effect van de trillingen is dus vrijwel te verwaarlozen. Bij het dimensioneren van de sleuf moet de uitvoerend aannemer rekening houden met de fluctuaties in de freatische grondwaterstanden zoals die uit het verleden bekend zijn. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 34 van 40
8. Toetsing verticale draagkracht Voor het toetsen van de verticale draagkracht van de pijler is een indicatieve berekening uitgevoerd met het rekenprogramma D-Foundations 8.1. De pijler is daarbij opgevat als een fundering op staal met een aanlegniveau van NAP -12 m, zijnde het niveau van de onderkant van de diepwanden. Bij de berekening is sondering 09 als maatgevend beschouwd. Er is uitgegaan van het toekomstige maaiveldniveau naast de pijler van NAP +1 m en de grondlagenopbouw en de grondparameters zijn aangehouden, zoals vermeld in paragraaf 6.2. Voor de grondwaterstand is uitgegaan van NAP +11 m. De oppervlakte van de fundering op staal is geschematiseerd als een rechthoek met afmetingen van 16 x 30 m 2. De belasting op NAP -12 m is ontleend aan de berekeningen met het programma Plaxis 3D, waarbij een verrekening heeft plaatsgevonden van de verticale korrelspanning boven dat niveau. De op deze wijze bepaalde (netto-)verticale belasting uit de pijler bedraagt ca. 150 kpa. Tevens zijn de horizontale belastingen uit de pijler in rekening gebracht (4.158 kn in de x-richting en 1.145 kn in de y-richting). Er is rekening gehouden met de excentriciteit van de aangrijpende belastingen. Er is geen rekening gehouden met het beperkte dynamische karakter van de belasting. Conform NEN 9997-1 is als eis aangehouden, dat de stabiliteitsfactor bij toepassing van rekenwaarden ten minste 1,0 is. Uit de UGT-berekening volgt een factor van bijna 10 voor de verhouding tussen de rekenwaarde van de draagkracht en de rekenwaarde van de verticale belasting, waarmee ruimschoots wordt voldaan aan de eis in NEN 9997-1. De stabiliteit van de fundering op staal is tevens berekend met het rekenprogramma Plaxis 3D. Hierbij is de situatie in de gebruiksfase na het aanpassen van de pijler beschouwd. Door middel van φ-c reductie is de stabiliteitsfactor bepaald. Deze bedraagt ten minste 3.0. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 35 van 40
9. Uitvoeringscontrole en monitoring 9.1 Sleufstabiliteit Tijdens de uitvoering zijn de gebruikelijke maatregelen ter voorkoming van instabiliteit van de sleuf nodig, zoals: - Goed onderbouwde keuze van bentoniet (geschiktheidsonderzoek); - Nauwgezette continue kwaliteitscontrole op het door de bentonietcentrale geleverde materiaal; - Voldoende grind op het werk aanwezig (minimaal het volume van twee volledig ontgraven sleuven) met uiteraard ook het equipment en de bemensing om in geval van een calamiteit het grind in de sleuf te kunnen storten; - Toeslagstoffen om het weglopen van bentoniet in grindlagen tegen te gaan (steenmeel/zand); op het werk in voldoende volume voor handen; - Voldoende bufferruimte tussen de geleidebalken om fluctuatie van de bentonietspiegel tijdens het graven te beperken; - Goede on-line monitoring van de freatische grondwaterstand met waarschuwing (de stijgsnelheden van de grondwaterstand zijn vrij goed bekend uit het verleden, de aannemer moet op basis daarvan een signalering instellen, zodanig dat het op dat moment openstaande paneel nog met voldoende veiligheid volledig kan worden ontgraven en gestort); - Geen onnodige terreinbelasting binnen de invloedssfeer van de diepwandsleuf. 9.2 Controle gronddichtheid diepwand Alle voegen van de diepwandpanelen moeten na minimaal twee weken uithardingstijd en uiterlijk voor de start van de bouw van de afsluitende kap worden doorgemeten met de CSL (Crosshole Sonic Logging) methode. Hiermee kan een goede indruk worden verkregen van eventuele (grote) onvolkomenheden nabij de voegen tussen de diepwandpanelen. Op basis van de meetresultaten en in overleg met de opdrachtgever kunnen plaatselijk preventieve reparaties nodig blijken te zijn. Pas wanneer de kapconstructie voldoende sterkte heeft, mag er rondom de inpakking ontgraven worden. Deze ontgraving dient gelijkmatig en in lagen van maximaal 1,5 m uitgevoerd te worden. Na ontgraving moeten alle voegen vanaf onderzijde bekist betonwerk tot aan NAP +1 m worden geïnspecteerd. Alle afwijkingen moeten worden gerepareerd. 9.3 Sonderingen Omdat in de sonderingen zeer hoge conusweerstanden zijn aangetroffen bij de poeren (met als gevolg zeer hoge stijfheids- en sterkte-eigenschappen), is deels onzeker wat hiervan overblijft bij het graven van de diepwandsleuven. Bekend is dat extreem hoge conusweerstanden verloren gaan als er horizontale ontspanning optreedt in combinatie met blootstelling aan trillingen. Vanwege de trillingsarme uitvoeringswijze van diepwanden is de verwachte afname van de conusweerstand veel lager of wellicht zelfs verwaarloosbaar. Voorafgaand aan het graven van de diepwandsleuven moeten per poer 10 sonderingen gelijkmatig verdeeld over de omtrek worden gemaakt op 0,5 m uit de rand van de poer. Tijdens Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 36 van 40
het sonderen een hellingmeting in twee richtingen worden gemaakt, zodat bij elke meetwaarde de positie van de conus in de x-, y- en z-richting vastligt. Na het ontgraven van de diepwanden moeten opnieuw 10 sonderingen worden gemaakt, op dezelfde omtrekslijn, binnen 2 m van de voorgaande sondering. Uit de sonderingen voor en na het graven van de diepwanden moet een rekenkundig gemiddelde sondering voor en na ontgraven worden bepaald. Hierna moet voor de zone tussen NAP +8 m en NAP -4 m aan de volgende toetsingen worden voldaan: - De sondeerwaarde van de gemiddelde sonderingen moet minder dan 10% zijn afgenomen (voor en na het graven van de diepwandsleuven); - Van elke set sonderingen voor en na het graven van de diepwandsleuven moet elke sondering na het graven van de diepwanden minder dan 25% zijn afgenomen ten opzichte van de nabijgelegen sondering voor het graven van de diepwanden; - Het verschil tussen de gemiddelde sonderingen ten noorden en ten zuiden van elke pijler mag maximaal 10% afwijken ten opzichte van de situatie voor het maken van de diepwanden. Bij een waargenomen afname van de conusweerstand groter dan de bovenstaande toetswaarden, moet de conusweerstand (dus de sterkte en stijfheid) worden gerepareerd door grondverdringend volume binnen de diepwandomhullende aan te brengen. Deze compensatie hoeft alleen te worden uitgevoerd over de hoogtes waar een teveel aan ontspanning is opgetreden. Het aan te brengen grondverdringend volume moet worden bepaald door de conusweerstanden naar relatieve dichtheid om te rekenen. De fictieve volume-afname als gevolg van de afname van relatieve dichtheid bepaalt het ter compensatie aan te brengen volume grondverdringing. De compenserende grondverdringing moet geschieden met een methode waarbij sprake is van een vast gedefinieerd volume per aanbreng-eenheid (dus geen compensation grouting bijvoorbeeld). Het (paal-)systeem moet liefst trillingsvrij kunnen worden aangebracht. Indien trillingen onvermijdelijk zijn, moeten de versnellingen kleiner blijven dan de grenswaarde voor zakking van de fundering volgens SBR-Richtlijn A (versnellingen moeten kleiner dan 1 m/s 2 zijn). Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 37 van 40
10. Conclusies Het ontwerp waarbij de huidige pijlers worden gehandhaafd is geconvergeerd naar een overzichtelijke oplossing, waarbij een stijve constructie van diepwanden rondom de huidige pijlers wordt gemaakt. Hiervoor zijn geen aanvullende maatregelen (Tubexpalen, jetgrout etc.) nodig gebleken voor het behalen van een voldoende grote sleufstabiliteit. Vanwege de 'granulaire' eigenschappen van de bestaande 'funderingsplaat' tussen NAP +5 m en NAP +8 m, is koppeling tussen de diepwanden aan de bovenzijde noodzakelijk. Ook moet de stijfheid van de wand zeer groot zijn. Dit heeft geresulteerd in een 1,5 m dikke wand die over de gehele hoogte in de BGT situatie een stijfheid van ongescheurde beton moet hebben.voor de UGT situatie is een (deels) gescheurde stijfheid toelaatbaar. In het ontwerptraject van de inpakking zijn twee belangrijke vragen aan de orde gekomen: 1. Kunnen de diepwandsleuven veilig uitgevoerd worden? 2. Kan de stijfheid van de constructie gegarandeerd met een inpakking? Voor het beschouwen van het aspect sleufstabiliteit is een zo accuraat mogelijke inschatting van de naast de sleuf optredende funderingsdrukken gedaan. In de analyse van de sleufstabiliteit met het rekenprogramma GGU-Trench zijn voldoende hoge veiligheidsfactoren behaald. Tevens is met behulp van het rekenprogramma Plaxis 3D de sleufstabiliteit geanalyseerd door middel van een φ-c reductie in een bouwfase met ontgraven sleuven. Ook met dit rekenmodel bleek de sleufstabiliteit voldoende. In het stijfheidsgedrag van de totale constructie blijkt de 3D-werking van de pijler dermate belangrijk, dat zonder een 3D-modellering tot een te conservatieve oplossing zou zijn gekomen. De veranderingen in de rotatiestijfheid zijn dermate klein gebleken dat deze in de nieuwe situatie praktisch gezien gelijk blijven. Hiermee is aannemelijk dat de spanningen in de gemetselde delen van de pijlers gelijk blijven door het toepassen van de inpakconstructie en de ontgraving van de nevengeul. Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 38 van 40
11. Referenties [1] Mos Grondmechanica B.V.: Grondonderzoek, rapport met kenmerk R1200141-RH_1, d.d. 7 mei 2012 [2] Mos Grondmechanica B.V.: Laboratoriumonderzoek en bodemonderzoek obstakels, rapport met kenmerk R1200141-HE_2, d.d. 6 juni 2012 [3] Ingenieursbureau van Gemeentewerken Rotterdam: Uitgangspunten document, versie 2.0 d.d. 13 augustus 2012 [4] Ingenieursbureau van Gemeentewerken Rotterdam: Belastingen op NAP +17,6 m, versie 3, d.d. 14 augustus 2012 [5] Ingenieursbureau van Gemeentewerken Rotterdam: Rapportage veldwerk, code MVJ 12175 d.d. 28 augustus 2012 Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 39 van 40
Bijlage 1 Geotechnische lengteprofielen Referentieontwerp HT 1694 Definitief 7 november 2012 40 van 40