stormvloedkering Oosterschelde
evaluatie onderzoek steenconstructies
burostudie
waterloopkundig laboratorium | WL
stormvloedkering Oosterschelde
evaluatie onderzoek steenconstructies
burostudie
G.J. Akkerman
REF.NR.
DATUM
?l,
SIGN.
21
,
j P7:U3
C61</ö
Bibiiolheelc
HoafckJiroclie v. J. W s t e ^ t ü a t
Konincjskaclo 4
2596 AA VGrovonk"^^
\
\
INHOUD
Samenvatting
blz.
1.
Inleiding
1
1.1
Doel evaluatie steenconstructies Stormvloedkering
1
1.2
Opdracht
2
2.
Overzicht ontwerpmethoden
3
2.1
Algemeen
3
2.2
Af deklaag grondverbetering
7
2 .3
Negatieve overlap
10
2.4
Drempelopbouw
13
2.5
Drempeltoplaag en aanstortingen
21
2.6
Overgangscondtructie en bodemverdediging
31
2.7
Breukstenen dam
40
3.
Evaluatie stuurparameters
45
3.1
Het begrip stuurparameter
45
3.2
Grootte van het verval
47
4.
Evaluatie onderzoek
53
4.1
Onderzoeksmethoden
53
4.2
Inrichting schaalmodel onderzoek
57
4.3
Bijzondere aspecten
59
4.3.1
Schaaleffecten
59
4.3.2
Excessieve turbulentie
65
4.3.3
Stroombeeldomslag
66
4.3.4
Meandering
69
4.3.5
Luchtopname
70
4.3.6
Secundaire stroming- en loslaatverschijnselen.
70
INHOUD (vervolg)
5.
Nabeschouwing ontwerpmethoden
75
5.1
Afdeklaag grondverbetering
75
5.2
Negatieve overlap
77
5 .3
Drempelopbouw.
81
5.4
Drempel toplaag en aanstortingen
86
5.5
Overgangsconstructie en bodemverdediging
89
5.6
Breukstenen dam
92
REFERENTIES
ANNEX:
algemene informatie en berekeningsdetails
SAMENVATTING
TEN^GELEIDE
Het voorliggende verslag betreft een evaluatie van de onderzoekingen ten behoeve van het groootste deel van de "natte werken" van de Stormvloedkering: de
steenconstructies. Daarnaast wordt ook ingegaan op de niet-steenconstructies
van de bodemverdediging.
Het onderzoeksvolume voor de steenconstructies van de Stormvloedkering is zeer
groot geweest. Vergroting van de toegankelijkheid tot de, soms zeer specifieke
studies is dan ook het belangrijkste doel van dit verslag. Nagestreefd is de
studies zoveel mogelijk te plaatsen in onderlinge samenhang en vooral in
samenhang met het ontwerpproces. Ten aanzien van dat laatste worden conclusies
getrokken voor zover dat vanuit het onderzoek, en de leereffecten die daarbij
zijn verkregen, kan worden overzien.
Voor de ontwerper van vergelijkbare steenconstructies, kan het verslag worden
gebruikt als "quick reference". Om dit te vergemakkelijken is naast de nabeschouwing over de ontwerpmethodiek voor de verschillende constructies ook een
appendix met kenmerkende berekeningsdetails bijgevoegd. Met nadruk moet voor
meer detailinformatie omtrent het ontwerp en verdere details
worden verwezen
naar de diverse ontwerpnota's en met name ook naar de binnenkort in zijn
geheel te verschijnen "Nota Stormvloedkering Oosterschelde".
Zoals gesteld is dit verslag
een evaluatie die vanuit de onderzoekskant is ge-
schreven. Tezamen met een nabeschouwing vanuit de ontwerperskant met de nadruk
op de bevindingen bij de uitvoering, de bewaking en het onderhoud, kunnen meer
algemene conclusies worden getrokken. Het integreren van deze evaluatieaktiviteiten» waarbij ook de technische evaluaties van de andere aspecten
zoals de randvoorwaardenvoorspelling, de morfologische aspecten en de ontgrondingsproblematiek kunnen worden meegenomen, lijkt zeer zinvol.
CONCLUSIES
Enkele van de vele conclusies die kunnen worden getrokken zijn hier samengevat:
-2
1. Een integrale aanpak is belangrijk! de min of meer los van elkaar operende
ontwerpgroepen bij de SVK hebben niet steeds optimaal gewerkt, met name
waar het de overgang van de onderdelen betrof. Ook in dit verband is belangrijk dat de onderzoekteams zo veel mogelijk integraal kunnen blijven
werken met de ontwerpersteams (dat is bij de SVK ten dele losgekoppeld
geweest). Het ontwerp en het onderzoek zouden vooraf voor alle bouwfasen,
tot en met de eindfase, zo volledig mogelijk moeten worden ingeschat.
2. Een goede afstemming van het onderzoek en het ontwerp op de uitvoeringsmogelijkheden en de bewakingsmogelijkheden is tevens van groot belang. Met
name moet hier de zorgvuldige keuze van de juiste stuurparameter worden
genoemd. Met nadruk moet worden gesteld-dat dit niet altijd de fysisch
meest relevante parameter behoeft te zijn; zo bleek het verval een dusdanig
eenvoudig meetbare en voorspelbare grootheid te zijn bij de verdere opbouw
van de kering ( met verwaarlozing van dwarsverhangen), dat dit de stuurparameter bij uitstek bleek te zijn vanaf de fase van dorpelplaatsingen.
Door de stabiliteit van de diverse "natte constructies" hieraan te relateren, bleek een goede bewaking en sturing mogelijk van de bouwactiviteiten. Dit laatste was bijvoorbeeld vooral profijtelijk bij het werken achter
gesloten schuivenconfiguraties.
3. Vele onverwachte verschijnselen werden (mede) opgemerkt dankzij waarnemingen in schaalmodellen, zoals de afslijping van de negatieve overlap, de
"slootjes-problematiek" (inzanding langs de bovenmat), de instabiliteit van
de grindzakken rondom de pijlers, de aantasting van het binnentalud van de
breukstenen dam in aanbouw, en de aantasting van de aanstorting en de drempeltoplaag aan de zeezijde bij het heffen van de schuiven na een storm.
Hieruit kan worden geconcludeerd dat het uitvoeren van schaalonderzoek onontbeerlijk is als toetsingsmiddel.
4. Bij de diraensionering van de diverse steenconstructies hebben de achaal"
modellen een grote rol gespeeld. Vaak bleek de complexiteit dusdanig te
zijn dat een "proef op de som" onontkoombaar was. Ook heeft hierbij meegespeeld dat het ontwerp voor een aantal constructies op de grens van de
mogelijkheden (qua steenzwaarte) lag, zoals voor de drempel, de overgangsconstructie en de afdekiaag van de breukstenen dammen.
-3-
5. Ondanks een "keurige" dimensionering bleek de praktijk roet in het eten te
kunnen gooien, zoals bij de bodemverdediging, die was gedimensioneerd op
een geringe faalkans, maar door het "parkeerplaats"-gebruik zwaar bleek te
zijn (en kunnen worden) beschadigd. Beter onderkend zal moeten worden dat
bepaalde constructieonderdelen vanuit de praktijk meer of minder robuust
zullen moeten uitgevoerd, om aan uitvoeringstechnische onvolkomenheden het
hoofd te bieden. Die robuustheid kan dan worden gezocht in zwaardere steen-'
sorteringen dan wel in een overdimenslonering qua afmetingen.
6. Een bepaalde overdimenslonering kan ook van belang zijn in verband met de
kwaliteitsborging van de steencons.tructies, die vaak wordt beperkt door onvoldoende meetmogelijkheden. Door vooraf vaststellen wat er kan worden gemeten (dan wel ontwikkeld) kunnen realistische, te bewaken schadecriteria
worden geformuleerd, waarbij in het ontwerp rekening kan worden gehouden.
7. De probabilistische ontwerpmethode, waarbij de steenconstructie wordt gedimensioneerd volgens een nog acceptabel geachte faalkans heeft zich ontwikkeld tot een volwaardige methodiek; wel wordt aangeraden, met het oog op de
veelal niet geheel toereikende kennis en omwille van het vergemakkelijken
van de interpretatie (bijvoorbeeld bij het vaststellen van de ontwerpfaalkans) voorlopig een deterministisch "schaduwontwerp" te blijven maken.
8. Bij de Stormvloedkering werden veelvuldig stroombeeldoraslagen geconstateerd, waardoor bijvoorbeeld de relatie tussen het verval en de steenzwaarte zeer ongelijkmatig kon zijn. Ter lering voor het modelonderzoek
dient te worden gesteld dat het bij toekomstig schade-onderzoek beter is
niet alle veiligheid op de belasting te zetten (zoals bij het onderzoek
voor de Stormvloedkering is gedaan), maar dat beter een gereduceerde
steenzwaarte kan worden beproefd. Deze reductie wordt verkregen door de
gemiddelde steenzwaarte (AD) te delen door de bijbehorende partiële
velligheidscoëfficiënt. Het belang van dit laatste blijkt ook uit de
praktijk bij de Stormvloedkering, waarbij de gemiddelde vereiste
steenzwaarte vaak niet werd gehaald.
9. Gezien de achteraf gebleken geschiktheid van kleinschalig onderzoek, had
wellicht in een eerder stadium een overzichtsmodel als M1001 kunnen worden
ingezet voor de totale diraensionering van de drempeltoplaag, aanstortingen,
-4-
overgangsconstructle, bodemverdedigingen en breukstenen dammen. Hierbij zou
een golfroogelijkheid nuttig kunnen zijn geweest alsmede een eenvoudige verstelraogelijkheid van de vormgeving van de kering. Het voordeel van een dergelijke aanpak ligt dan vooral in het totaaloverzicht dat op die wijze, in
een vroegtijdig stadium, wordt verkregen*
Ook is gebleken dat onderzoek in een smalle glazen goot zeer waardevol kan
zijn, vooral om de detailmechanismen te leren kennen. Een tussenvorm, in de
zin van een brede goot of een smal basin is daarbij nuttig als toetsingsmiddel van eventuele schaaleffecten en van de dimensionaliteit en uitgebreidheid van de detailopstelling(en).
1.
1.1
Inleiding
Doel evaluatie steenconstructles Stormvloedkering
Binnen het kader van de activiteiten van de werkgroep HAS (Hydraulische
Aspecten Stormvloedkering) heeft in de laatste fase van de bouw van de Stormvloedkering een intensieve begeleiding plaatsgevonden op het gebied van
stroomvoorspelling, morfologie, ontgrondingen en steenstabiliteit. Hierbij
werd een integratie van onderzoeks-, ontwerp- en uitvoeringsmethodieken, en in
relatie daarmee, de bewakingsfilosofie nagestreefd.
Om deze ervaringen vast te leggen en toegankelijk te maken voor toekomstige
ontwerpers worden of zijn evaluatie-nota's opgesteld van de vier onderdelen.
De onderhavige nota betreft de evaluatie van de onderzoekingen met betrekking
tot de stabiliteit van de steenconstructles die bij de Stormvloedkering zijn
toegepast, variërend van de grindafdeklaag van de grondverbetering tot aan de
zware 10-15 tons afdeklaag van de breukstenen dammen.
De nota omvat een overzicht en een evaluatie van de in de loop van de tijd
gevolgde methodieken, bezien vanuit ontwerpersstandpunt. Met name wordt aandacht besteed aan de relatie tussen ontwerp en onderzoek, met als "sleutel" de
juiste stuurparameter. Illustratief is het in dit verband te wijzen op het
verloop van de opbouw van de Stormvloedkering, waarbij eerst op stroomsnelheden en debieten werd gestuurd en later op de (steeds toenemende vervallen).
De laatste werkwijze bleek bijvoorbeeld van essentieel belang te zijn voor een
snelle schatting van de gevolgen van de diverse schuivenmanipulaties tijdens
de laatste fase van opbouw.
Ook wordt ingegaan op al dan niet onderkende schademechanismen; met name het
modelonderzoek in schaalmodellen heeft een aantal schademechanismen aan
het
licht gebracht die anders mogelijk nooit zouden zijn onderkend.
De evaluatie beoogt deze, deels binnen HAS-kader opgedane, ervaringen vast te
leggen voor toekomstige ontwerpers. Met deze vastlegging wordt tevens het
beter toegankelijk maken van informatie nagestreefd op het gebied van de uitgevoerde onderzoeken en de ontwerpmethoden naar de steenconstructles van de
Stormvloedkering, zoals ontwerpnota's, onderzoeksrapporten en SVK-notities.
Hiertoe is een uitgebreide referentielijst samengesteld.
-2-
De indeling van de nota is zodanig dat eerst een "neutraal" overzicht wordt
gepresenteerd van de toegepaste stortsteenconstructies en de daarbij gehanteerde ontwerp- en onderzoeksmethoden (hoofdstuk 2).
Daarna wordt ingegaan op de gehanteerde stuurparameters (hoofdstuk 3).
In hoofstuk 4 worden de onderzoeksmethoden nader beschouwd.
Een terugblik op de gehanteerde aanpak wordt gegeven in hoofdstuk 5.
Tenslotte zijn in hoofdstuk 6 de belangrijkste conclusies geformuleerd.
1.2
Opdracht
Voor de voornoemde evaluatie-activiteiten werd d.d. 17 maart 1987 door WL een
offerte uitgebracht met kenmerk:RS1343/Q636.95/GJA/mb onder projectnummer
Q636. Het project werd aangevangen na mondelinge opdracht door ir. J.L.M.
Konter, namens de Hoofdafdeling Bouwspeurwerk van Rijkswaterstaat. Schriftelijke opdrachtbevestiging werd verkregen bij brief OS 194, d.d. 29 juli
1987.
De begeleiding namens Rijkswaterstaat werd verzorgd door
ir. J.L.M. Konter. De evaluatie werd uitgevoerd door ir. J. Wouters, die een
bijdrage heeft geleverd in het overzicht van de toegepaste steenconstructies,
ir. M. van der Wal, die heeft bijgedragen aan de evaluatie van de onderzoeksmethodieken en ir. G.J. Akkerman die de algehele evaluatie heeft aangevuld en
gecoördineerd. De verslaglegging werd ook door ir. G.J.Akkerman
uitgevoerd.
-3-
2.
Overzicht ontwerpmethoden
2.1
Algemeen
Stortsteen wordt in de waterbouwkunde veelvuldig als constructiemateriaal toegepast. Bij de SVKO is dit ook zeker het geval geweest. Bij de drempel, de
bodemverdediging en de breukstenen dammen zijn enorme hoeveelheden stortsteen
gebruikt; alleen al voor de drempel en de breukstenen dammen is circa 5 miljoen ton breuksteen verwerkt.
Daarnaast werden fijnere loskorrelige materialen, zoals grind, toegepast als
afdeklaag van de grondverbetering, in de funderingsmatrassen en als onderdeel
van de negatieve overlap. Ter verzekering van de stabiliteit werd de negatieve
overlap afgedekt met een grindkorven-mat (grindwiepenmat genaamd). Voor de
bodemverdediging werd asfaltmastiek toegepast (ook wel met "stortebed" aangeduid) en blokkenmatten, welke laatste werden afgestort met staalslakken. De
aanzethelling van de ontgrondingskuilen werden, waar nodig, afgestort met
fosforslakken. In de voorliggende nota worden ook de bovengenoemde, nietstortstenen constructies in beschouwing genomen, in verband met de soortgelijke aanpak bij het ontwerp en het onderzoek.
Een aanduiding van de plaats van deze constructies is in de navolgende figuur
weergegeven, ontleend aan de Ontwerpnota Stormvloedkering, boek 1 [68]. Bij de
behandeling van de afzonderlijke onderdelen wordt nader op deze steenconstructies ingegaan.
STROOHGEUL
H1 ? 3 4 5 6
7 6
HAMMEN
9 10 11 \2 13 H 15 16
|
GRONDVERBETERING HAMMEN
SITUATIE
--
_42m
NEGATIEVE
l
OVERLAPPEN
-4ZEE
OOSTERSCHELDE
belonblolihen
2 m^
betonblokken
1 rrW
stggn 1 - 3 Ion
slcen 1-3 ton
Slaan 6-10, jon
steen 10-GO kg
NA.P
.
slcen 300-1000 ka
stoon GO-300 kg
DWARSDOORSNEDE DREMPEL
LEGENDA
l—__J asfalt mastiek
t H E J blo kk e nmat t en
^ ^ o e ver bes tori mg
fUIIÜin] s teenas (altmalten
™S®ovbe scherming
liaèCd bestortmg drempel
I
77 rand bodembescherming
•
ankerpaal
OOSTERSCHELDE
BOVENAANZICHT
DflIUPEL I N
ÜVeRQhNdlCÜH*T AUCT.fi
ABFALTWASTÏEK
BODEMVERDEDIGING
n0UW-ÉNfWöFA3E
HEflTÖHriHa
DWARSDOORSNEDE
BLOHMthMAf
HAMMEN
ONraRONDWOSKUlL
BODEMVERDEDIGING
ZEE
OOSTERSCHELDE
Noord -Beveland
SV.K.
Steen 10-15 ton
DWARSDOORSNEDE
BREUKSTENEN DAM
-5-
Bij de steenconstructies kunnen de volgende functies worden onderscheiden:
1
waterkering
2
bestendigheid tegen tegen stroomerosie:
3
2a
tijdens de bouw
2b
in de uiteindelijke toestand
bestendigheid tegen golferosie:
3a
tijdens de bouw
3b
in de uiteindelijke toestand
4
verhoging van de standzekerheid
5
onderdeel van een uiteindelijke filterconstructie
In de navolgende matrix zijn de verschillende stortstenen onderdelen van de
Stormvloedkering naar hun functie(s) ingedeeld»
1
2a
2b
3a
3b
4
5
* grindafdeklaag
X
X
* negatieve overlap
X
X
* uitvullaag
X
X
* drempelkern
X
X
* drempeltoplaag
X
X
* aanstortingen
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
X
* overgangsconstructie/
bodemverdediging
* breukstenen dammen
X
X
X
X
Deze vele functies komen soms met elkaar in conflict, zoals bijvoorbeeld in
het geval van filtereisen (kleine afmetingen) en uitwendige stabiliteit (grote
afmetingen). Dit laatste conflict heeft bijvoorbeeld sterk doorgewerkt in het
ontwerp van de onderste filterlagen; eerst werd nog gedacht aan een losgestorte filteropbouw, maar uit onderzoek naar de stroombelasting kwam naar voren
dat dit uit het oogpunt van erosiebestendigheid niet haalbaar zou zijn. Dit
heeft dan ook geresulteerd in een (tijdelijke) verpakking van de filterlagen
in de funderingsmatrassen (onder- en bovenmat).
-6-
Een ander conflict is bijvoorbeeld de relatief hoge ligging van de taluds van
drempel en aanstortingen; deze ligging was nodig om redenen van grondmechanische en hydraulische aard (onderloopsheid dorpel), maar voor de stabiliteit
van de toplaag van de drempel betekende dit een zware expositie aan de overtrekkende stroom. Tenslotte hebben de conflictmatige eisen geresulteerd in een
ontwerp dat nog net haalbaar was, in die zin dat de zwaarste steensorteringen
moesten worden toegepast om aan de stabiliteit te kunnen voldoen.
2.2
Afdeklaag grondverbetering
Functie
De grindafdekking voor de grondverbetering in de as van de Stormvloedkering
was de eerste "steenconstructie" met een stroomverdedigende functie. De onderliggende grondverbetering is een zandaanvulling ter vervanging van de minder
draagkrachtige lagen, zoals zandhoudende klei of kleihoudend zand, zie de navolgende figuur voor de Roompot. Plaatselijk werden hiertoe cunetten gebaggerd
waarna het zand werd aangebracht. In de Roompot en de Hammen was in de diepe
delen sprake van een ophoging ten opzichte van het maaiveld. Voor het aanbrengen van de grondverbetering zie RWS-nota [1].
STROOMGEUL ROOMPOT
P'JLER NR R1
2 3 4 5
6
7 6 9 10 11 12 13 U 15 16 17 1B 19 20 21 22 23 2U 25 26 27 28 29 30 31 33
[•••••••••:•• "•••"•I ZANDAANVULLING
ONDERKANT
^ — ^ ,
ZANDAANVULLING
H0L0CEEN
M V = MAAIVELD
ROOMPOT
Ontwerp en onderzoek
Voor details van de berekeningswijze, zie ANNEX A2.
De afdeklaag van de grondverbetering is een voorbeeld van een constructie
waaraan vooreerst weinig aandacht werd besteed. Pas nadat bij bewaking van de
-7-
hoogteligging van de voor de eerste maal afgedekte zandaanvulling geconstateerd werd dat er sprake was van een falende afdekking, is het ontwerp beter
onder de loupe genomen en is de bewaking geïntensiveerd.
Door de lange expositieduur van de grondverbetering tot het moment van afdekking met de fundatiematten en de niet onaanzienlijke verwachte en gemeten
erosiesnelheden van het onbedekte zand met een gemiddelde van meer dan 1 cm
per dag [2], was het nodig de zandaanvulling af te dekken met erosieremmend
materiaal. Alvorens de fundatiematten te kunnen plaatsen diende de oeverhoogte
van de grondverbetering, inclusief de grindafdekking "op peil" te worden gebaggerd door de Cardiura; het was derhalve van belang zo fijn mogelijk grind
toe te passen. De eerste maal werd de grondverbetering hiertoe begin 1980 afgedekt met een laag zeegrind met een dikte van gemiddeld 0.25 m, met korrelafmetingen: D15 -
7.1 m, D50 = 12.6 mm en D85 = 20.5 mm.
Een beeld van de situatie ter plaatse, waarbij de grote onregelmatigheden van
het stort van de grondverbetering opvalt, is in de navolgende schets gegeven.
-20
0,25m
DETAIL
-30 -
GRINDAFDEKKING
VOORBEELD HOOGTELIGGING GRONDVERBETERING
Enkele dagen na het storten van het grind bleek het karakteristieke beeld voor
grind op de sonar te vervagen en vervolgens werd in de volgende drie maanden
een aanzienlijke erosie geconstateerd, zoals hierna is geïllustreerd [2].
340200
100
39E = geërodeerde deel
VOORBEELDEN EROSIE GRONDVERBETERING
-8-
Ter plaatse gemeten stroomsnelheden bij springtij, gaven een verticaal gemiddelde snelheid bij eb te zien van bijna 2 m/s.
Hoewel het transporteren
van het zeegrind wel was voorzien» was het volledig
falen van de afdekfurictie niet verwacht.
De verwachting dat het transport acceptabel zou blijven, was mede gebaseerd op
twee gootonderzoeken; M905-V [3] en M1681 [4].
In M1681 was het gedrag van zeegrind onder getijomstandigheden bestudeerd. De
belangrijkste bevindingen bij dit onderzoek waren:
*
Er treedt, ook onder getijomstandigheden, een zekere vergroving van de toplaag op, resulterend in een relatief lager transport, zodat in de transportrelatie van Paintal [5] de D85 in plaats van de D50raagworden genomen.
*
De relatief lage transporten ten opzichte van die welke bij M905-V werden
geconstateerd, werden toegeschreven aan het langer instroomd zijn van het
bed in M1681.
Op grond van deze uitkomsten werden oriënterende erosiesnelheden geschat, die
achteraf bezien te optimistisch zijn geweest door de ongunstiger situatie in
h
het prototype: als voorbeeld de aangenomen ruwheidswaarde C = 60 m /s, een
waarde die achteraf bezien te hoog is geweest (C bleek bij nadere analyse meer
\
in de orde van 50 m /s te zijn geweest). Ook bleek het zeegrind in werkelijkheid fijner en minder gegradeerd te zijn dan eerst was aangenomen.
Door de toch wel aanzienlijke schade (aanvulling van zand bleek lokaal nodig
te zijn), werd in 1981 besloten tot een verzwaring van de afdeklaag met grof
grind 30-60 mm, met een D50 van circa 40 mm, dat werd aangebracht met een
laagdikte van gemiddeld 0.25 m. Aangenomen werd dat dit grind voldoend stroombestendig zou moeten zijn. Echter, tijdens metingen met een op de grindlaag
geplaatst meetstatief, voorzien van een snelheidsmeter, video en grindvangconstructie, werd vastgesteld dat het grove grind ook transporteerde. Het meetstatief is weergegeven in de navolgende figuur.
Uit een nadere analyse, uitgevoerd door de werkgroep EKOR (Evaluatie KORrelstabilteit) [7], bleek dat andere ongunstige factoren een rol speelden, zoals
een wat te fijne grinddiameter en "excessieve turbulentie" (een soort microgetij-fluctuaties op de stroomsnelheid). Overigens gaf de studie aan dat het
transport van het grind
leiden.
niet direct tot falen van de afdeklaag behoefde te
-9-
Op grond van deze constatering heeft een meer intensieve bewaking van de
grondverbetering plaatsgevonden. Over het algemeen is de afdeklaag intact gebleven, met uitzondering van enkele incidentele gevallen, waarbij enige reparatie, in de vorm van bijstorten van grind, nodig bleek; het is overigens niet
duidelijk of die schade werd veroorzaakt door het overschrijden van het grenstransport of door externe factoren, zoals beschadigingen aan de laag door
materieel, zoals later ook aan de bodemverdediging veelvuldig werd geconstateerd.
Dankzij het inzicht verkregen bij de problematiek rond de afdeklaag van de
grondverbetering, werd de kritieke stabiliteit van de negatieve overlap beter
onderkend.
2.3
Negatieve overlap
Functie
Om uitvoeringstechnische en constructieve redenen, waaronder de mogelijkheid
van zandinslulting tussen de onderste funderingsmatten, is ervoor gekozen om
deze niet overlappend, maar met een tussenruimte van circa 3.5 m uit elkaar te
leggen. De losgestorte steenconstructie die over het onbeschermde zandbed
tussen de aangrenzende matten werd aangebracht, is met de term negatieve overlap aangeduid. De primaire functie van deze constructie is het beschermen van
het onderliggende zand tegen uitspoeling, zowel in de bouw- als in de eindfase.
De tegenstrijdige eisen, voortvloeiende uit de filter-functie en de (tijdelijke) erosiebeschermende functie, heeft met name bij de negatieve overlap
sterk doorgewerkt in het uiteindelijke ontwerp. Dit betekende een opbouw met
meerdere lagen, zeegrind 1/32 mm met daar overheen grof grind 30/60 mm, terwijl de steenzwaarte van de afdeklaag hooguit 40/250 mm mocht bedragen in verband met het opschonen door de Cardium. Dit laatste in verband met de filterwerking met de aansluitende funderingsmat, waarin materiaal 8/40 mm aanwezig
was. Toen de afdeklaag niet bleek te voldoen werd een extra afdekking nodig
geoordeeld in de vorm van een geprefabriceerde grindkorvenmat (grindwiepenmat
genaamd). De negatieve overlap is weergegeven in de volgende figuur; de grindwiepenmat (ook wel NOMA-mat genoemd) werd later hier overheen aangebracht. De
grindwiepenmat is beschreven in Driemaandelijks Bericht nr. 108 [9].
-10-
1.
2.
3.
4.
5.
onder mat
bovenmat
zeegrind
breuksteen
grfndwiepenmat
Om sterke erosie van de onbedekte ondergrond tussen de matten te voorkomen,
werd de laag zeegrind 1/32 mm tijdens de eerste hoogwaterkentering na het
leggen van de aangrenzende ondermat aangebracht; het grof grind 30/60 mm werd
tijdens dezelfde stortgang door de hiervoor aangepaste Jan Heymans afgestort
(voor een beschrijving van de aanpassingen aan de Jan Heymans zie Driemaandelijks Bericht nr 102 [10]), waarna de afdeklaag 40/250 mm zo snel mogelijk
(gewoonlijk binnen enkele weken) werd aangebracht.
Ontwerp en onderzoek
Voor details over de berekeningswijze zie ANNEX A3.
De filteropbouw van de negatieve overlap is in een ad-hoc werkgroep behandeld;
het grensvlak zand-zeegrind is in M2034 [11] beproefd, waarbij ook de invloed
van de verdichting en van de bovenbelasting is nagegaan.
Na de evaluatie van de afdeklaag van de grondverbetering werd onderkend dat de
stabiliteit van de negatieve overlap een probleem vormde. In verband daarmee
werd de werkgroep ENEG opgericht (evaluatie negatieve overlap). De aanpak van
de problematiek is in RWS-notitie [12] aangegeven.
De stroombestendigheid van het grove grind 30/60 mm, dat als tussentijdse bescherming fungeerde, is getoetst aan de hand van berekeningen met het RWS
rekenprogramma FAALKANS, waarmee de kans werd uitgerekend dat een zeker stabiliteitsniveau zou kunnen worden overschreden. Daarbij zijn onzekerheden in de
parameters, zowel voor wat betreft de belasting als de sterkte, meegenomen
(probabilistische methode). De gehanteerde stablliteitsrelatie
was die van Shields, met inbegrip van een invloedsfactor voor het afwijkende
stroombeeld en de afwijkende onderlaag (gladde mat).
-11-
Evenals bij de afdeklaag van de grondverbetering, bleek hier een zeer laag
stabiliteitscriterium benodigd te zijn en bleek de stabiliteit marginaal. Dit
werd geaccepteerd, met de aantekening dat het grind binnen enkele weken afgedekt diende te worden met steen 40-250 mm en dat tussentijds een stringente
bewaking (poortje-afhankelijk en getij-afhankelijk) moest worden toegepast.
Voor de stroombestendigheid van de afdeklaag 40-250 mm moest tevens de nabijheid van de pijlers in beschouwing worden genomen. Aanvankelijk was de beïnvloeding
van de pijlers geschat aan de hand van onderzoek naar de drempelop-
bouw M1324 (notitie LV1460 [13]). Tijdens een oriënterend onderzoek in het detailmodel van de Roompot in M1001 (M1916 [14]), waarbij ook oriënterende turbulentiemetingen werden uitgevoerd, bleek echter dat de rand van de negatieve
overlap sterk erosiegevoelig was. Dit werd veroorzaakt door de aansluiting van
de stenen op de gladde mat en de plaatselijke, door de pijlers opgewekte spiraalstroom. Een beeld van de aantasting van de negatieve overlap is weergegeven in de navolgende foto's (afkomstig uit M1934 [17]). Als vervolg op deze
constatering werd in de stroomgoot in Lith een onderzoek uitgevoerd met prototype materiaal (R1582 [15]), overigens zonder pijlerinvloed, waarbij de
slechte stabiliteit van de rand van de overlap werd bevestigd. Een verdere
kwantificering, eveneens zonder pijlerinvloed, werd verkregen door schaalonderzoek in goten, waarbij ook de invloed van de waterdiepte nader werd vastgesteld (M1940 [16]). Daarbij werd ook naar het afslijpingsmechanisme gekeken
en de invloed van aanbrengonnauwkeurigheden vastgesteld. De stabiliteit bleek
dermate kritiek te zijn dat voor de afdeklaag 40-250 mm buiten het pijlerfront
in bepaalde condities nog bewaking moest worden ingesteld.
In een grootschalige proefopstelling, schaal 1:30 (M1934 [17]) werd de invloed
van de pijlers nader vastgesteld. Daarbij ging het vooral om het kwantificeren
van de poortjes waar een extra afdekking nodig zou zijn en daarnaast het vaststellen of materiaal met een hoger soortelijk gewicht uitkomst zou kunnen
bieden (koperslak en dergelijke). Ook werd gekeken naar het voor de helft afdekken van de negatieve overlap, dus over 100 m in plaats van de volle 200 m.
De resultaten leidden tot de beslissing ora alle overlappen over de volledige
lengte af te dekken, zie RWS-notitie [18].
-12-
De extra afdekking moet zijn opgebouwd uit materiaal van ten hoogste 40/250
mm, met het oog op de filterwerking. Een logische oplossing werd gevonden in
het samenbinden van steen. Na het vaststellen van een voorontwerp van een netconstructie werd deze in de stroomgoot in Lith verder uitgewerkt, resulterend
in de grindwlepenmat (of NOMA-mat): worstachtige korven die aan versterkt
dragerdoek waren vastgebonden , zie RWS-notitie [19].
De korven waren met grind of silicaatslak (voor de kop- en staarteinden)
gevuld. De grindwlepenmat, die vanaf een ponton werd afgerold, is in de navolgende afbeelding geïllustreerd.
2.4
Drempelopbouw
Functie
De pijlers en de tussenruimten zijn ingepakt in een steenpakket: de drempel.
De drempel vervult een evidente functie: ze dient als een hydraulische en
filtertechnische tussenconstructie tussen de stroomresistente toplagen aan
zee- en Oosterscheldezijde en de dorpel enerzijds en de fundering anderszijds.
Daarnaast heeft de drempel een steunfunctie voor de pijlers. Bij de hydraulische functie kan onderscheid worden gemaakt tussen de afsluitende functie
wanneer de kering gesloten is en de stroomgeleidende functie in de open toestand.
-13-
De uitvoering van de drempel met loskorrelige materialen heeft het voordeel
dat ongelijkmatige zettingen kunnen worden gevolgd en dat er een optimale a a n sluiting tussen de onderdelen van de kering wordt gehandhaafd.
De filtertechnische opbouw van fijn naar grof betekende dat bij de opbouw van
de drempel veel aandacht werd geschonken aan de stroomresistentie van de a f zonderlijke lagen. Het ontwerp was hierop afgestemd; in samenhang hiermee werd
een erosiebewakingssysteem opgezet.
De lagen voor de drempelopbouw zijn in de navolgende figuur aangegeven.
300 - 1000 kg
Zeezijde
Oosterscheldezijde
60 - 300 kg
1 0 - 6 0 kg
onderlaag
overgangsconstructie
DWARSPROFIEL DREMPEL
DWARSDOORSNEDE TUSSEN DE PIJLERS
Onderscheiden kunnen
worden:
*
u i t v u l l a a g en onderlagen (40-160 mm en 40-250 mm)
*
drempelkern (10-60 k g )
*
afdek/afwerklaag drempelkern (60-300 kg)
*
toplaag drempel (300-1000 k g )
10 - 60 kg
-14-
De drempelkern werd met een splijtbak aangebracht, de overige lagen met steenstorters. De uitvullaag, onderlagen en de negatieve overlap werden verdicht
met een verdichtingsponton. De toplaag van de drempel van 1-3 tons steen werd
met de toplaagstorter (TRIAS) aangebracht. Beze materleellnzet is in de navolgende figuur geïllustreerd, ontleend aan "Driemaandelijks Bericht van de
Deltawerken", nr 102 [20],
STEENSTOttTEn
W,00
-10*0
ANBflENGEN ONDERLAAG
KERN STAAL3LAKKEN
t HEHH lO/SO
AANBRENGEN UITVULHAO
STA «SLAKKEN
• VEREICHIEN NEGATIEVE OVERLAP
De overgangsconstructie werd in samenhang met de drempel aangebracht. De volgorde van aanbrengen is in de navolgende figuur aangegeven ( zie "Driemaandelijks Bericht", nr. 114 [21]).
-15-
00STERSCKELDEZIJDE
OPSCHONEN SLOOTJES
1 e ONDERLAAG
OVERGANGSCONSTRUCTIE
t B ONDERLAAG DRtMPEL
2° ONDERLAAG
OVERGANGSCONSTHUCTtE
2° ONDERLAAG DREMPEL
VERDICHTEN
AF WERK LAGEN
TOPLAAG DREMPEL ZEEZIJDE
TOPLAAG DREMPEL
OOSTERSCHELDEZIJDE
TOPLAGEN OVERGANGSCONSTRUCTIE
-16-
Opgemerkt moet worden dat de onderlaag van de overgangsconstructie buiten de
pijlers in het onderzoek ook wel als "uitvullaag buiten de pijlers" is aangeduid (M1768 [22]).
De uitvullaag direct boven- en benedenstrooms van de pijlers is daarentegen in
M1974 [23] juist aangegeven met "overgangsconstructie".
Ontwerp en onderzoek
Details over de berekeningsmethode zijn gegeven in ANNEX A4.
De filtertechnische, afsluitings en stroomgeleidende eisen hebben geleid tot
een open steenfilter, met sterk variërende afmetingen, vanaf grind aan de onderkant tot aan zware breuksteen op de toplaag. Van een dichte toplaag van
steenasfalt werd afgezien in verband met de kosten en de herstelbaarheid bij
schade. In de ontwerpfilosofie heeft het onderkennen van de feitelijke grenstoestanden een grote rol gespeeld. Vanwege de zeer sterke doorstroming van de
drempel tijdens een groot verval bij gesloten kering werd een geometrisch ondoordringbare filteropbouw aangehouden. In het navolgende wordt ingegaan op de
stabiliteit van de drempelopbouwlagen tegen overtrekkende stroom tijdens de
bouw van de drempel.
Een probleem bij de opzet en interpretatie van onderzoek voor de drempelopbouwfasen was dat er van een continu variërende stroomsituatie sprake was
tijdens het voortschrijden van de bouw. Dit lijkt vreemd omdat de vervallen
nog klein zijn en, zolang de dorpels nog niet worden geplaatst, het totale
debiet nauwelijks verandert. Echter, de verdeling van de debieten verandert
wel sterk, feitelijk van dag tot dag. Zo is er ter plaatse van een bouwfront,
waarin ook nog pijlerplaatsingen plaatsvinden (het drempelbouwfront komt daar
vervolgens achteraan), een verminderde doorstroming omdat daar de weerstand is
toegenomen. In het niet geblokkeerde deel nemen de snelheden toe door de herverdeling van de stroom. Dit betekent dat omwille van de hanteerbaarheid de
continu voortschrijdende bouwfasen van de drempel (en de pijlerplaatsingen)
voor het ontwerp moesten worden teruggebracht tot enkele kenmerkende situaties, waarvoor randvoorwaarden-berekeningen moesten worden uitgevoerd. Ook had
dit consequenties voor het stabiliteitsonderzoek, waarbij de continu veranderende bouwfase-situaties moesten worden teruggebracht tot enkele kenmerkende
toestanden, waarbij de gevoeligheid voor de daarbij gevarieerde parameters
werd onderzocht.
-17-
Na de onderzoekingen in het kader van de caisson oplossing (M1324: WL8-68
[24]) en de pijlers-op-putten oplossing (M1329: WL8-63 [25]), werd voor uiteindelijke monoliet pijleroplossing een oriënterend onderzoek naar de stabiliteit van de drempellagen uitgevoerd, waarbij diverse bouwsituaties in beschouwing werd genomen (M1524 deel I, II en III [26]).
Gevarieerd werden: al of niet een "bouwfrontsituatle", wel of geen inbaggeringen, al of niet scheve aanstroming en de invloed van golfwerking, voor een
viertal opbouwhoogten van de drempel. De methodiek voor de bepaling van de
kritieke stroomsnelheid was daarbij gebaseerd op de relatie van Shields met
daarbij invloedsfactoren voor van eenparige stroom afwijkende situaties, zoals
de invloed van de strooravernauwing en stroomvertraging (onderscheid werd gemaakt in een zuiver geometrische invloed en de korrektie daarop), pijlerbouwfront ten opzichte van de 2D situatie, scheve aanstroming en golfwerking.
Verondersteld werd dat de diverse invloedsfactoren superponeerbaar waren. In
grote lijnen is dit later ook getoetst en bevestigd (M1974 [23]).
De gevonden waarden voor de factoren maakten het door interpolatie mogelijk om
voor elke situatie (poortje en bouwfase) de stroorabestendigheid bij gegeven
steenzwaarten te voorspellen. Deze werkwijze betekent echter ook dat per
poortje de kritieke stroomsnelheid voor een zekere bouwfase moet worden geconfronteerd met de ontwerpstroomsnelheid voor dat poortje in die betreffende
bouwfase. De eerder aangegeven belangrijke wijzigingen in de debietverdeling
tijdens de bouw maakten het noodzakelijk dat zeer vele karakteristieke bouwfasesituaties moesten worden doorgerekend voor wat betreft de randvoorwaardenvoorspelling. Het zal duidelijk zijn dat dit een forse inspanning heeft gevergd. Daarnaast lag de bouwplanning niet geheel vast; bij elke nieuwe planning diende een volledige nieuwe analyse plaats te vinden. Om hieraan tegemoet
te komen is een systematische procedure voor de randvoorwaarden- en stabiliteitsvoorspelling gehanteerd.
Na vaststelling van de vigerende ontwerpomstandigheden (zie het Eindrapport
drempelontwerp van 1978 [27]) is in M1524 [26] aangegeven wat de minimaal benodigde steenzwaarte per groep van poortjes zou moeten zijn voor dagelijks
getij en 1/jr getij (inclusief golfwerking met een hoogte van 2.0 ra en periode
5.4 s). In het "Eindrapport drempelontwerp" [27] is het hieruit voortvloeiende
ontwerp van de drempelopbouw aangegeven. Hoewel de onderzoeksaanpak vrij oriënterend is geweest, met bijgevolg nog enkele resterende onzekerheden, leek
-18-
het ontwerp goed haalbaar voor wat betreft de benodigde stabiliteit, doordat
de optredende stroorasnelheden betrekkelijk laag werden Ingeschat.
In een later stadium nam het inzicht in de feitelijke te verwachten stroom^
snelheden toe. In verband hiermee werden deze zodanig in ongunstige zin fors
bijgesteld, dat de stabiliteit van de drempelopbouw op enkele lokaties kritiek
leek, zie RWS nota [28]. De onzekerheden uit het eerdere, oriënterende onderzoek waren op dat moment niet meer acceptabel zodat in 1983 een aanvullend onderzoek uitgevoerd werd M1974 [23]. Dit onderzoek bevestigde het algemene
beeld van M1524; met name de veronderstelde superpositie van de invloedsfactoren kon grotendeels worden geverifieerd. Ook kon een aantal onzekerheden uit
de weg worden geruimd en de waarden van de invloedsfactoren scherper gesteld.
Een uitgebreid onderzoek naar de meest optimale stortmethoden voor de op te
bouwen drempel, werd begin 1981 uitgevoerd (M1768 [22]). Bij dit onderzoek
werden de optimale stortposities/hoeveelheden vastgesteld, inclusief de wijze
van verhalen (in stappen, ook wel met "discreet" aangeduid of continu) en de
toelaatbare stroomsnelheden tijdens het stortbedrijf. Hierbij is ervan uitgegaan dat alle lagen met steenstorters werden aangebracht, uitgezonderd de
drempelkern, welke met splijtbakken werd opgebouwd.
Enkele conclusies waren dat discreet verhalen toelaatbaar is voor de uitvullaag en afdeklaag ervan tussen de pijlers; buiten de pijlers dient er voor de
uitvullaag (en onderlaag van de overgangsconstructie) continu te worden verhaald met het oog op de geringe laagdikte (2D, wat voor de 5-40 kg overeenkomt
met 0.4 m). Het afwerken van de drempelkern bestaat uit het uitvullen van de
gaten in de kern. Dit kan met discreet lokaal
storten, en via continu verhalen
van de afwerklaag (60-300 kg met een laagdikte van minimaal 1,5 D). Dit onderzoek heeft vooral aangetoond hoe belangrijk experimenteel onderzoek is bij het
bepalen van de meest geëigende uitvoeringsmethodieken. Wel kan achteraf worden
gesteld dat een nader modelonderzoek ter verdere optimalisatie van de stortprocedures lonend zou zijn geweest, omdat het veel "vallen en opstaan" in het
prototype had kunnen voorkomen. Een beeld van enkele stortresultaten voor de
drempelkern met de splijtbak is in de navolgende figuur weergegeven.
-19-
f +-0"
20
16
B
0
m
2 26 •
S
16
bnunopsning. f . ï O m
20
opanmqit>id
B
4
0
«
95
££S£!'d£
• 12 m
moten In m«t«r« prololypo
DWARSDOORSNEDEN
dlacront
nivo 1 ~
2 =
3 =
5
6
7
8
9
10
8.20
7.70
7.20
6,70
o
S.20
= 5.70
•= 5 . 2 0
=
4.70
= J.70
=» 2 . 2 0
« - 7 4
m t.o v N A P - - 2 9 . 0 m
m
m
m
+
m
v = 0.5 m/s
m
h = 29.Q
m
m
m
m
m
stortvolgorde
3
2
1
8 11 m
5
34
5
24
discreet
langscorrectie *. 2 . 5 m
x = 9
6
11
etortvolgorde 3
1
0
6 9 m
I
1 1
5
24
openingstijd
= 9.5 •
opening beun - 1,2 m
3
1
5
2 4
3 1
9,5 g
9.5 •
1.2 m
1.2 m
BOVENAANZICHT
9.5 9
1.2 m
-20-
2.5
Drempeltoplaag en aanstortingen
Functie
De functie van de drempeltoplaag en de aanstortingen komt overeen met die van
de drempelopbouw, nl. het verschaffen van een hydraulische afsluitingsfunctie,
zowel stroomblokkerend als filtertechnisch, en daarnaast het geven van steundruk aan de pijlers.
De onderdelen van de drempeltoplaag en aanstortingen zijn onder meer beschreven in het "Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken", nr. 113 [30]. Voor
een diepe situatie is de opbouw van de drempel hierna aangegeven (Ontwerpnota
Stormvloedkering [68]).
ZEE
OOSTERSCHELDE
betonblokken 2 m3
steen 1-3 ton
steen 300-1000 kq
steen 60-300 kq
steen 10-60 kq
steen 1-3 ton
orind AO-250mm
DWARSDOORSNEDE DREMPEL
De toplagen van de drempel en van de overgangsconstructie zijn geïntegreerd in
het eindontwerp. In de navolgende figuur is de ruimtelijke verdeling van deze
toplagen over de sluitgaten weergegeven.
-21-
HAMMEN.
ROGOENPLAAT.
SCHOUWEN
zeezijde
oosterscheldezijde
,
loc IV
, loc III .locatie II
. loc IH
overgangsconstructie-'
drempel—
locatie IV
SCHAAR VAN ROGGENPLAAT.
NEELTJE-JANS
ROGGENPLAAT
zeezijde
oosterscheldezijde
•
iocIV
,
l o c a t i e IH
loc I V , _ loc 1D
zeezijde
^. <*+++•*+-W-H+H-++++W+*
loc U
overgangsconslructie—
drempe
locatie IV
i
i
loc III
loc n
locatie I
1
T T T « - IV V V • • « ' • " • • • « V • »-» > t"*~>
* • * w
• • • • 1• • » B» • • _
* • »-. • *• V
^i*i« «•"•»S;.f^.^i,S;£.;^«.^
'f'^.«;*'*•'•!£;,
^ - ^
73
O
O
MAIMV A V A ^ W - V A A V É V I ftjv^v*«vwoÉWOGO -&o«*OOC-ÜOoMoöifuvvw.*vwvvw«&www«wVJUW WW* w w « m u n
O
VERKLARING:
breuksteen sortering 6 -101
3-61
f - J
Kul
• 300 -1000 ka.
••
50 300kQ
"
-voor alle st sensor t (ringen in da toplaag ^> = 3t/m3
ah bezwijk zeezijde = 2.40m
-22-
Qntwerg en onderzoek
Voor details van de berekeningsmethode zie ANNEX A5.
Het ontwerp van de drempeltoplaag en de aanstortingen heeft zich in eerste instantie volledig geconcentreerd op de gebruiksfase (eindfase) van de kering,
en met name de weigerende schuif situatie (vergelijk het uitgebreide dimensioneringsonderzoek voor de drempel en overgangsconstructie M1451/ M1702/ M1750
[33]).
Hierbij lag de keuze van weigerende schuif als maatgevende toestand voor de
hand, met het oog op het extreem grote verval dat hierbij kon optreden: ontwerpverval 4.2 m, met een significante golfhoogte van 4 m. De stroomsnelheden
net boven de toplaag kunnen daarbij waarden bereiken van circa 12 m/s. Dit
leidt voor de Oosterscheldezijde tot zeer zware bestortingen. Om uitvoeringstechnische redenen bleken stenen van 1-3 ton en zwaarder echter niet te mogen
worden gestort vanaf de waterlijn. Dit heeft geleid tot de ontwikkeling van
een geleide stortmethode, met behulp van een op een ponton geplaatste kraan,
de toplaagstorter TRIAS, waarmee de drempeltoplaag en aanstortingen zijn gerealiseerd. Bij de pijlers zou zelfs het kantelen van 3-6 tons steen en zwaarder
echter al schade kunnen veroorzaken; daarom is langs de pijlers een strook
steenasfalt aangebracht in eenheden met een gewicht van 25 ton, welke eveneens
met de TRIAS werden aangebracht. Gaandeweg is het plaatsbepalingssysteem en
het verankeringssysteem voor de TRIAS geoptimaliseerd, waardoor aan de grote
vereiste plaatsingsnauwkeurigheid van met name de aanstortingen kon worden
voldaan.
Voor de toplaag van de drempel (de aanstortingen buiten beschouwing latend) is
het stortpatroon hierna aangegeven. Hierbij werd in de vakken A,B en C steeds
1-3 tons steen aangebracht, en in de vakken D en E afhankelijk van de locatie
1-3 ton, 3-6 ton of 6-10 ton.
-23-
Een andere karakteristieke belastingsfase na gereed komen van de kering is een
dichte kering en een groot verval. Er is in die situatie gevaar voor opdrukken
van de benedenstroorase aanstorfcing, wat een zeer explosief bezwijken tot gevolg kan hebben (ontstaan van een strooragat onder de dorpel, waarbij ook de
drempel weggeërodeerd wordt). Deze situatie is zowel rekentechnisch als met
ondersteunend modelonderzoek geanalyseerd en heeft tot stringente eisen voor
de aanstortingen geleid. Op dit "interne bezwijken" van de aanstortingen wordt
verderop ingegaan.
De kritische stabiliteit van de toplaag van de drempel onder de dorpel in de
bouwfase is aanvankelijk niet onderkend. Zo wordt in de situatie "dorpels
geplaatst maar de aanstortingen nog niet aangebracht" bij open kering het
effectieve verval over de dorpel vergroot ten opzichte van een gesloten
kering, door de waterspiegelinzinking benedenstrooms van de dorpel. Verondersteld werd dat het kritieke verval voor open kering gelijk zou zijn aan dat
voor dichte kering; om modeltechnische redenen werden de proeven aanvankelijk
ook bij gesloten kering uitgevoerd (M1740 [37]). De vergroting van het locale
verval, dat kenmerkend is voor overstroombare constructies, is ook ongunstig
voor de toestand waarin een van beide aanstortingen zijn aangebracht.
Voor de dorpelbalkplaatsingen heeft de kritieke stroombestendigheid van de
drempeltoplaag onder de dorpel, bij nog niet aangebrachte aanstortingen, geleid tot het opstellen van uitvoeringseisen ter beperking van de overligtijd
van de nog niet aangestorte dorpels.
Planningswijzigingen en ontwerpwijzigingen hebben bovendien doorgewerkt in het
uiteindelijke ontwerp van de toplaag van de drempel en de aanstortingen en de
-24-
kwaliteitsborging ervan. De wijzigingen in de planning resulteerden bij de
aanstortingen onder andere in de langere tijd dat van een situatie van enkelzijdige aanstortingen sprake zou zijn. Overwogen werd zelfs het ontwerp zo te
wijzigen dat een van beide aanstortingen permanent achterwege zou blijven;
hierop is men overigens teruggekomen. Daarbij kwam nog het probleem van de
mosselaangroei• Deze aangroei kenmerkt zich door een concentratie in de buitenste lagen van de aanstortingen met als gevolg een vergroting van de verhangbelasting op deze buitenste lagen. Een volledige, eenzijdige aangroei betekende onvoldoende stabiliteit.
Ook in het geval dat beide aanstortingen waren aangebracht, vormde een erg ongelijke mosselaangroei een onacceptabele situatie; uitvoerige studie loste dit
probleem op, wanneer althans beide aanstortingen vrijwel gelijktijdig zouden
worden aangebracht, omdat de aangroei relatief snel en ook redelijk gelijktijdig zou plaatsvinden.
Een andere complicatie kwam voort uit het ter elfder ure toepassen van betonblokken, in plaats van breuksteen, voor de aanstortingen aan zeezijde; hierbij
kwamen uitvoeringstechnische problemen naar voren, zoals met betrekking tot de
stapeling van de blokken.
Verder zijn bouwsituaties tijdens de uitvoering veranderd in die zin dat er
achter gesloten schuiven zou worden gewerkt. De hierbij ingestelde schuivenfront-configuraties waren voor wat het stroombeeld betreft weliswaar geoptimaliseerd op zo min mogelijke nadelige effecten, maar er was toch sprake van
een belangrijke vergroting van het optredende verval, terwijl de schuivenfronten ook een negatief effect (kopeffect) op de lokale stroorabestendigheid
(in termen van het kritieke verval) van de steenconstructies in de naastliggende poortjes hadden.
Uitvoeringstoleranties voor de aanstortingen en de drempeltoplaag werden in
latere instantie eveneens onderzocht, gezien de grote gevoeligheid van de stabiliteit voor kleine wijzigingen in de geometrie of steenzwaarte. Met name
moet daarbij worden gerefereerd aan de te lichte 1-3 tons steen die in enkele
poortjes in de Hammen op de drempel was aangebracht.
Verder moet worden vermeld dat aan het eind van de "onderzoekstrein" voor de
situatie na gereedkomen van de kering een gevaarlijke toestand in een schaalmodel werd geconstateerd; Dit was namelijk tijdens het heffen van de schuiven
-25-
na een storm bij ebverval, waarbij een sterk duikende straal de zeezijdeaanstorting kan aantasten. Dit leidt tot stringente beheervoorschriften voor
het heffen van de kering (op of rond gelijke binnen- en buitenwaterstanden).
De problematiek van de overgangsconstructie aan de zeezijde bij ebverval bij
open kering leek aanvankelijk vrij ernstig te zijn, omdat na het eerste deel
van onderzoek Q455 [32] het zich liet aanzien dat een open kering een ernstiger stroorabelasting zou veroorzaken dan de weigerende schuif situatie,
waarop de overgangsconstructie was gedimensioneerd. Nader onderzoek toonde opnieuw de enorme gevoeligheid van de geometrie aan (de dorpelposities waren in
het begin van onderzoek Q455 ietwat onnauwkeurig ingebouwd); met de "gecorrigeerde" proefopstelling kon worden vastgesteld dat de toestand van open kering
niet ongunstiger was dan van de weigerende schuif.
Het totaal aan uitgevoerd onderzoek is een afspiegeling van de bovengeschetste
gang van zaken. Dit heeft geleid tot vele ad-hoc onderzoeken, die onderling
weinig samenhang vertonen. Voor de overzichtelijkheid zijn deze in de navolgende figuur als volgt samengebracht:
*
stabiliteit drempeltoplaag zonder dorpel
*
stabiliteit drempeltoplaag met dorpel
*
stabiliteit en toleranties drempeltoplaag en aanstorfcingen tegen de dorpel
26
drempeltoplaag
drempeltoplaag
schuif neer
M 2151
drempeltoplaag
M 2028 - I
Q 4 5 5 (T, , T 2 )
aangrenzend
dorpelfront
£•
a
M
M
M
M
dorpel
A
1451 - 8
2097-1
2115
2151
dorpel •
schuif neer
M 1740
M 2097-E
dorpel •
aangrenzend
schuiven front
Q455
n
aan stortingen
(eindfase)
aanstorting (en)
schuif neer
M 1451 / M1702 / M1750 (weigerende schuif)
Q 520 (openen schuif bij ebverval ï
M2115
Q455
Jü
M1637
M1833
aanstorting OS
~*r~
M2115
4
fl- ^
M 2115 (ook met schuif dicht)
Q455 (T3)
aanstorting zee
j^a
aanstorting en
toleranties / bouw
aanstortingen
heffen schuif
m *~t
M2169
M 2165
Q 520
j^a±3
OVERZICHT VAN SITUATIES
DREMPEL
EN AANSTORTINGEN
-27-
Stabiliteit
drempeltoplaag
zonder dorpel
De vervallen zijn aanvankelijk, voorafgaande aan de dorpelplaatsing, nog
klein, tot orde van een halve meter. De stroombestendigheld van de kruin van
de drerapeltoplaag, die grotendeels uit 1/3 tons steen is opgebouwd, zal dan
zeker zijn gewaarborgd. Indicaties hieromtrent volgen uit de onderzoeken voor
de opbouwfasen van de drempel (M1524 [26] en M1974 [23]).
Tijdens de dorpelplaatsingen neemt het verval sterk toe, tot circa 1 ra en benadert het eindsituatie-verval. De stroombestendigheld van de drempeltoplaag
in deze laatste fase van dorpelbalkplaatsing is tijdens het lopende onderzoek
naar de breukstenen dammen ( M2028 deel I [65]) getoetst In het Roompotmodel
van M1001 voor 4 poortjes waarin nog geen dorpels zijn aangebracht. Daarbij
bleek van een beperkt "kopeffect" door de dorpels sprake te zijn in de aangrenzende poortjes.
Bij een neergelaten schuif in een poortje zonder dorpel is het verval waarbij
enige
steenverplaatsing van de toplaag 1-3 tons basalt optreedt circa 2 m
(M2151 [35]); deze situatie is echter niet maatgevend in vergelijking met de
kritieke stabiliteit van de toplaag onder de dorpels.
Stabiliteit drempeltoplaag met dorpel
Na de plaatsing van de dorpels, nog voordat de aanstortingen zijn aangebracht,
treedt er onder de dorpels een geconcentreerde stroming op welke steenverplaatsing ten gevolge
kan hebben. In het verloop van het ontwerpproces werd
onderkend dat hierdoor geen puntbelastingen op de dorpel zouden mogen optreden, wat zou kunnen gebeuren wanneer er stenen in de spleet klem zouden geraken en de dorpel en de pijler sterker zouden zakken dan de drempel. Deze
overweging gold ook voor het aanbrengen van de toplaag en leidde eveneens tot
een grotere spleethoogte (boven de toppen der stenen), die aanvankelijk vrij
klein was aangehouden, maar tenslotte op minimaal 1.5 m werd gesteld.
Deze problematiek is later nog sterker naar voren gekomen door de behoefte aan
schuivenraanipulaties waardoor het optredende verval, voor de dorpelpoortjes
waarin nog geen aanstortingen waren aangebracht, sterk kon toenemen.
In het eerste onderzoek werd de doorlatendheid van de spleet nagegaan (M1451-8
[36]), ter toelevering aan het rekenprogramma SEEP, waarmee de totale doorstroming door de drempel werd berekend. Vastgesteld werd dat het verval 1.4
-28-
raaal de snelheidshoogte (stroomsnelheid in de spleet) bedroeg en daarmee onafhankelijk was van de spleethoogte, gedefinieerd vanaf de toppen der stenen.
Vervolgens zijn de stabiliteitsconsequenties nagegaan voor een dichte kering
(M1740 [37]). Opvallend was dat de spleethoogte weinig invloed had op het
begin van instabiliteit, maar dat de stabiliteitsreserve voor de 1-3 tons
steen bij grotere spleethoogten veel kleiner was. Met andere woorden, de
stroombestendigheid neemt af met toename van de spleethoogte. De 1-3 tons
toplaag bleek overigens wel stabiel genoeg voor deze situatie.
De toename van de vervallen door de schuivenmanipulaties noopten echter tot
een nader onderzoek waarbij de invloed van een open kering werd nagegaan
(M2097 deelll [35]). Voor een spleethoogte van 1.5 m en een dorpelhoogte op
NAP-10.5 m werd een invloedsfactor op het bezwijkverval gevonden van 1.6 (!)
ten nadele van de open kering. De bezwijkschade trad overigens op bij een vergelijkbare stroomsnelheid: circa 7 m/s.
Deze ongunstige resultaten leidden vervolgens tot een onderzoek waarbij meer
in detail werd nagegaan wat de consequenties hiervan waren. Onderzocht werden
meer poortjes, meer spleethoogten, het bezwijkmechanisme, onregelmatigheden in
de toplaag en dergelijke (M2151 [35]) . Uit de bevindingen blijkt duidelijk
dat het drukverval over de spleet verantwoordelijk is voor de stroomsnelheid
en daarmee voor de stabiliteit. Dit drukverval is, met het oog op de waterspiegelafzinking afhankelijk van het dorpelniveau en de spleethoogte en bleek
bij geopende kering 1.4 tot 2 maal zo groot als het verval over de kering.
Stabiliteit en toleranties drempeltoplaag en aanstortingen tegen de dorpel
De aanstortingen vormen een vitaal geheel in de uiteindelijke stabiliteit van
de drempeltoplaag onder de dorpel. Door de aanwezigheid van de aanstortingen
wordt deze stabiliteit sterk verhoogd. Bezwijken van de aanstortingen kan bij
extreme condities het falen van de drempel als geheel betekenen, als gevolg
van het stroomgat dat dan onder de dorpel kan ontstaan.
Falen van de aanstortingen kan op een tweetal manieren plaatsvinden; opdrukken
door uitwaartse stromingsdruk (intern stabiliteitsverlies) en aantasting van
de buitenkant door stroom- en golfwerking (extern stabiliteitsverlies).
Voorgenomen wijzigingen in ontwerp en uitvoering hebben geleid tot vele onder-
-29-
zoeken voor het nauwkeurig vaststellen van de interne stabiliteit. Genoemd
kunnen worden: de grotere spleethoogte, de mogelijkheid van tijdelijke of permanente eenzijdige aanstortingen, andere bestortingen (blokken), de ongunstige
situatie voor een open kering, opbouwsituaties, onregelmatige blokkenstapeling
en de invloed van mosselaangroei. In M1637 [39] werd een eerste systematische
verkenning naar de interne stabiliteit van de aanstortingen uitgevoerd.
Diverse kwalitatieve tendensen werden geconstateerd, terwijl ook een berekeningsmethode werd opgesteld, gebaseerd op het "fluidisatie-evenwicht" van de
laag stenen direct achter de dorpelbalk. In M1833 [40] zijn vervolgens criteria afgeleid voor het indringingsgevaar van de aanstortingen in de spleet bij
de inmiddels toegenomen spleethoogte. Ook werd de invloed van golven (bij een
dichte kering) in beschouwing genomen.
In M2115 [41] is geëxperimenteerd met het weglaten van een van beide aanstortingen en werd meer in detail de invloed van een open of dichte kering, wel of
geen bovenbalk, en eb- en vloedstroom nagegaan. De stabiliteit van de drempeltoplaag bij een eenzijdige aanstorting bleek hierbij nog voldoende gewaarborgd.
Tot slot werd in M2165 [42] een nader onderzoek uitgevoerd waarbij het holtepercentage (stapeling), de uitvoeringsfasering, de grotere spleethoogte (2m)
en het probleem van de mosselaangroei nader werden bekeken. De stapeling bleek
inderdaad invloed te hebben op het gevaar voor opdrukken van de aanstorting
aan de zeezijde, evenals de mosselaangroei.
Voor het vaststellen van bepaalde aspecten van de uitwendige stabiliteit van
de drempel in de bouwfase en in de eindfase, werd M2169 [42] uitgevoerd. Ter
aanvulling van het dimensioneringsonderzoek M1451/M1702/M1750 [33], werd
hierin gegeken naar de consequenties en remedies van te lichte stortsteen op
de drempel, naar toleranties voor de aanstorting aan Oosterscheldezijde, naar
de invloed van een onderlaag op de toplaagstabiliteit van de overgangsconstructie, en naar de stromings- en golfdrukken rond de dorpel. Geconcludeerd
werd dat een enkele extra afdeklaag met goede 1-3 tons steen een nuttig effect
had; de toleranties voor het te realiseren profiel bleken vrij ruim te zijn.
De drukmetingen bij de aanstorting aan de Oosterscheldezijde bij dichte kering
bevestigden de bruikbaarheid van de beschikbare benaderingen.
-30-
Resuraerend kan worden gesteld dat het ontwerpproces voor de drempeltoplaag en
de aanstortingen in de bouwfase weinig systematisch is verlopen door het aanvankelijk niet goed overzien van de complexiteit van de vele bouwsituaties die
zich konden voordoen, door planningswijzigingen en door nieuwe bouwwijzen
(schuivenfronten). Met behulp van het snel hierop inspelen met specifieke
onderzoeken in schaalmodellen, konden de gerezen problemen en onzekerheden
goed worden opgelost.
Hierbij heeft het overgaan op het verval als stuurparameter, voor de bouwfasen
na plaatsing van (nagenoeg) alle dorpels, een goede interpretatie van de
onderzoeksresultaten mogelijk gemaakt.
2.6
Qvergangsconstructie en bodemverdediging
Functie
De overgangsconstructie en de aansluitende bodemverdediging hebben een functie
in het tegengaan van ontoelaatbare uitspoeling van de ondergrond. De overgangsconstructie is hierbij de stortstenen constructie die direct aansluit op
de drempel en feitelijk onderdeel uitmaakt van de bodemverdediging; de naamgeving "overgangsconstructie" is zo gekozen om aan te geven dat dit een constructie is die een overgang vormt tussen de open drempel en het dichte asfaltmastiek op de bodemverdediging. De bodemverdediging bestaat uit, achtereenvolgens in stroomrichting gezien, het genoemde asfaltmastiek, een bouw- en
eindfase bestorting en een blokkenmat, zie de navolgende schets afkomstig uit
"Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken", nr. 116 [44].
M E M P E L EH
OVCRGAHÜBCO H 5 1 AUCTIE
B O U W - E N EINDFASE
A S M L T MASTIEK
ONTÜflONTJimS 5KUIL
BLOKKENMAT
BESTÜRTiNG
t
J™00*»
10-00*9
Dm
I
15O-fl50m
J ,
ci150O~1700m
J
AFSTAND UIT 0E AS VAM DL KEfllNQ BO0 E M BESCHERMING
J
Het ontwerp van de bodemverdediging (asfaltmastiek, bouw- en eindfase bestortingen, steenasfaltmatten en
blokkenmatten) is in de ontwerpnota Ontwerp
bodembescherming [45] uitgebreid behandeld.
-31-
De beëindiging van de bodemverdediging, 650 m in de Roompot en Hammen en 550 m
in de Schaar ter weerszijden van de kering, is zodanig gekozen dat de verwachten ontgrondingen erachter voldoende zijn afgenomen en ver genoeg van de
kering zijn verwijderd om het gevaar voor zettingsvloeiingen binnen acceptabele grenzen te houden . Verder worden te steile kuilhellingen voorkomen
door deze lokaal met fosforslakken af te storten.
In Haramen en Schaar zijn verder nog steenasfaltmatten en oude blokkenmaten
aanwezig, als voorbereidende werken voor de eerder geplande volledige afsluiting van de Oosterschelde. De steenasfaltmatten worden geacht in de loop der
tijd volledig te desintegreren en zijn daarom afgestort. Deze bestorting maakt
nu onderdeel uit van de bouw- en eindfase bestortingen. De kwaliteit van de
oude blokkenmatten wordt bewaakt viaraonstername.Op de locaties waar bouw- en
eindfase bestortingen zijn aangebracht, zijn deze oude blokkenmatten uit voorzorg eveneens afgestort, voorzien van een tussenlaag van fosforslakken om de
zanddichtheid te garanderen.
De bouw- en eindfasebestortingen, die tijdens de bouw gefaseerd werden aangebracht, vervulden behalve voor de eindfase ook een functie in de bouwfase, met
name om voor de dorpelbalkplaatsingen en het aanbrengen van de aanstortingen
achter gesloten schuiven te kunnen werken. Hiertoe werden uit het oogpunt van
stroombestendigheid van de overgangsconstructie en de bodemverdediging acceptabele schuivenconfiguraties en toelaatbare vervallen vastgesteld.
Nadat was geconstateerd dat de bodemverdediging op veel plaatsen mechanisch
was beschadigd, werden in de Roompot locale preventieve bestortingen ter
plaatste van de ankerpunten, de zogenaamde "postzegels", aangebracht. Thans
wordt de filosofie gehanteerd dat beschadigde blokkenmatten niet onmiddelijk
behoeven te worden gerepareerd als de ontgrondingscapaciteit kleiner is dan 5
m per half jaar. In dat geval kan op gevolgschade worden bewaakt ("responsief
bewaken", tegenover "preventief bestorten" in die gebieden waar de ontgrondingscapaciteit te groot is). Overigens hebben de bouw- en eindfase bestortingen in het gebied waar ze zijn aangebracht eveneens een functie ter afdekking
van beschadigde gedeelten van de bodemverdediging.
Voor de asfaltmastiek ligt een en ander meer kritiek; aan de mogelijke gevolgen van eventuele beschadigingen aan deze laag Is dan ook recentelijk veel
aandacht besteed.
-32-
Opgeraerkt moet worden dat de ontgrondingen achter de bodemverdediging in werkelijkheid zijn meegevallen, waardoor de lengte van de bodemverdediging aan de
veilige kant is.
Een bovenaanzicht van de bodemverdediging is in de navolgende figuur weergegeven.
OOSTERSCHEI OC
HAMMEN
NOORDZEE
OOSTERSCHELOE
SCHAAR
OOSTERSCHFL.DE
E&EHPA
"»"
IÏÏKE3 oef-J l>«lixt"-9
ROOMPOT
asc-"- I • "*-P«I
ICLTH bnlMling di«np«
-33-
Ontwerg en onderzoek
Voor details van de berekeningsmethode zie ANNEX A6.
Het ontwerp en het onderzoek van de overgangsconstructie, die zich tot circa
100 m uit de as van de kering uitstrekt, heeft grotendeels parallel gelopen
met het onderzoek naar de drempel, vanaf het moment dat gekozen was voor een
open drempel en een open aansluitende overgangsconstructie.
Het voordeel van een open drempel en overgangsconstructie was dat er in dat
geval de mogelijkheid bestond om aansluitend een dicht "stortebed" (dit is het
asfaltmastiekgedeelte) te maken, dat bij een kleine laagdikte al stabiel was
en dat vooraf kon worden aangebracht. De open drempel en overgangsconstructie
zorgden daarbij voor een ontlasting van de overdrukken onder het asfaltmastiek, waardoor een dikte van slechts circa 0.30 m haalbaar was.
De overgangsconstructie dient bestand te zijn tegen de zeer hevige stroomaanval tijdens een weigerende schuif situatie. De grote gevoeligheid van het
stroombeeld voor kleine wijzigingen in de geometrie of in de belastingtoestand, zoals bij de drempel werd geconstateerd, bleek zich ook bij de overgangsconstructie te manifesteren (M1451/ M1702/M1750 [46]); daarmee samenhangend bleek ook voor de overgangsconstructie plaatselijk zeer zware breuksteen
benodigd te zijn.
Daarnaast werden tijdens het onderzoek Q455 [47] diverse bouwfasen en schuivenconfiguraties "doorgelicht" op toelaatbaar verval. Ook werd daarbij aandacht geschonken aan de open kering bij ebverval (bijvoorbeeld na het openen
van de kering na storm); dit is verder uitgewerkt in onderzoek Q520 [48]. De
open kering bleek bij nader inzien niet onveiliger te zijn dan de weigerende
schuif situatie. Desondanks waren de kleine kritieke vervallen, die overigens
per poortje verschillend zijn, aanleiding tot het bijstorten van een zwaardere
sortering in enkele poortjes. De situatie van het openen van de kering is dermate ongunstig dat voorwaarden voor het openen van de kering na storm moeten
worden voorgeschreven; gedacht wordt thans aan het openen rond gelijk water.
De asfaltmastieklaag, die vooral aan de Oosterscheldezijde van de Roompot
flinke afmetingen heeft, circa 160 m in stroomrichting, is constructief een
voordelige constructie ten opzichte van een zware losgestorte filterconstruc-
-34-
tie. Bovendien heeft een aaneengesloten mastieklaag de mogelijkheid om voorafgaande aan de andere bestortingen te worden aangebracht.
Het asfaltmastiek werd in lagen aangebracht door het asfaltschip "Jan
Heymans", op een wijze zoals is aangegeven in de navolgende schets. Door de
lagen te overlappen werd de benodigde totale dikte verkregen van circa 0.30 m.
De begrenzing van het asfaltmastiek aan de benedenstroomse kant werd zo ver
van de kering gelegd dat de filterstabiliteit van de blokkenmatten gewaarborgd
was; dit was het geval als de staalslakken op de blokkenmatten stabiel bleven.
Op zijn beurt kwam dit bij evenwijdig aangestroomde matten overeen met de stabiliteitsgrens van steen 60-300 kg, zodat volstaan kon worden met het bepalen
van de locatie waar steen 60-300 kg nog juist stabiel was (M1001-22 [49]). Ter
plaatse van de overgang van de gladde asfaltmastiek naar de bestortingen werd
overigens een overlap van 15m aangehouden met steen 300-1000 kg, zoals in de
navolgende schets is aangegeven.
15*
100/1000 hy
M/MOkq
UWlrtk.)
JitahknHMf
De aansluiting met de filtermatten aan de keringzijde van de asfaltmastiek
vormde eveneens een punt van aandacht. Hiervoor is nagegaan wat de konsekwenties zouden zijn voor een niet goede aansluiting tussen de asfaltmastiek en de
overlappende fundatiemat, bijvoorbeeld door tussenliggende zandlenzen (R1773
[50]), zoals in de navolgende figuur is aangegeven.
-35-
STEEN 6 0 - 3 0 0 kg dik 0.60 m
STE^N 4 0 / 2 8 0 mm dik Q.4<)
OWEHMAT tflk 0.32 m
ASTALTMAST1EK dik 0.2S m
• BUOKKENMAT (flk 0.30 m
Geconcludeerd kon worden dat eventuele terugschrijdende erosie van de zandlagen beperkt blijft en geen reëel gevaar oplevert mits de zandlagen niet te
dik worden (orde 1 m ) .
De stabiliteit van de asfaltraastieklaag kan worden onderverdeeld in stabiliteit tegen oplichten door overdruk onder de laag en tegen stroomaanval op met
name de randen.
Het gevaar van oplichten is al in vroegtijdig stadium onderzocht. In M1451-4
[5] werden drukken gemeten voor een weigerende schuif situatie. Een kenmerkend
beeld van het drukverloop Is hierna gegeven.
SQ
100
HO
140
MO
160
KB
Uit dit verloop blijkt het essentiële belang om de asfaltmastiek voldoende ver
van de kering af te leggen en de tussenconstructie (overgangsconstructie) open
te houden. De vigerende afstand was dan ook zodanig gekozen dat de weigerende
schuif straal een "net" gedrag, dat wil zeggen uitluitend horizontale spreiding, vertoonde.
Omdat de stabiliteit tegen opdrukken nogal kritiek bleek en om nader vast te
-36-
stellen of al dan niet een steenverzwaring nodig was, werd een nadere studie
verricht in M1673 [52], waarin ook een knik in de asfaltmastiek in beschouwing
werd genomen.
Voor knikken die in werkelijkheid konden voorkomen, werd gevonden dat de onderdruk ruim 0.3 m kon bedragen. Een andere complicatie was dat de poreuze
oude blokkenmatconstructie (staalslakken) een doorgaande opbolling van de raastieklaag mogelijk zou kunnen maken door toestroming van water onder de laag.
Uit proeven in Lith en door de aannemer bleek echter dat de mastieklaag meer
dan 1 m zou kunnen worden opgetild alvorens het zou bezwijken. Nadere berekeningen wezen verder uit dat door de beperkte toestroming van water de kans op
oplichten tot een dergelijke hoogte aanvaardbaar klein zou zijn.
De stabiliteit tegen omklappen is onderzocht in de stroomgoot in Lith (R1522
[53]) en voor scheve aanstroming in een goot van WL (M1724 [54]); meer recent
werd mechanismenonderzoek verricht naar het bezwijkgedrag van asfaltmastiekmatten (vooral in het geval van beschadigingen) in M2097 [55] en Q615 (nog
niet verschenen).
De stabiliteit bleek voldoende wanneer een goede hechting tussen de opeenvolgende lagen asfaltmastiek kon worden gerealiseerd; bij een tussenduur van
minder dan een uur bleek de hechting nog voldoende, ondanks de aanwezigheid
van een laagje zand. Bij een langere duur, zoals bij aanvang van het stroken
leggen door de Jan Heymans, diende het zand op de laatst aangebrachte strook
eerst te worden verwijderd met behulp van spuitlansen.
Omdat later bleek dat beschadigingen aan de asfaltmastieklaag niet uitgesloten
waren, werd onderzocht in hoeverre de matranden instabiel zouden worden
(visco-elastisch gedrag!) wanneer er een gat in de mastiek aanwezig zou zijn
(M2097 [55]);
dit bleek zich eerst voor te doen bij lokale stroomsnelheden aan
de bodem boven de 5 m/s, dus bij ernstiger omstandigheden dan bij de weigerende schuif situatie kunnen optreden. Uit het onderzoek Q615 bleek dat beschadigingen van de mat in de vorm van locale scheuren en gaten niet tot desastreuze gevolgen behoefde te leiden.
De blokkenmatten vormen het grootste deel van de totale bodemverdediging. Zij
zijn in eerste instantie voor de blokkendam ontworpen en hadden bijgevolg een
tijdelijke functie; op de eerste gelegde blokkenmatten en de steenasfaltmatten
na, zijn de blokkenmatten overigens wel in meer duurzame vorm uitgevoerd. De
blokkenmatten zijn standaard verzwaard met staalslakken 50-160 mm, 200 kg/m2
-37-
(AD-waarde 0.18 m). De blokkenmat, met afmetingen van 29.5 m breed en 60 tot
274 m lang en met een dikte van circa 0.18 m, is inclusief de randverzwaring
in de navolgende figuur weergegeven.
-,aïf-~
n^mnmfmm
DWARSDOORSNEDE A (maten in mm)
blok
b"
•
b
b
tfi
inunnuq
•* w i j k t rats of van tto wcrkolijkhnid
BOVENAANZICHT t m a t a n Hi m m )
element
Mmglo
ereedto
noogU
rantlbalk
ijawicht
)600
830
460
1150
a
B80
330
170
108
blok D
430
260
170
42
blok
prototypamoton
( m m ) en -gewichten (kg)
GEGEVENS BETONELEMENTEN VAN DE BLOKKENMAT
Door de verandering van het ontwerp, van een dichte dam naar een doorlaatbare
kering en de veranderingen in de uitvoeringsmethodiek (schuivenfronten en dergelijke), bleek een versterking van het oorspronkelijke bodemverdedigingsontwerp nodig te zijn. Het uiteindelijke ontwerp is in een vrij laat stadium
gereed gekomen en is in hoge mate gebaseerd geweest op het in 1984 in M1001
uitgevoerde, en door gootonderzoek ondersteunde, onderzoek (M2010 [ 56 ]).
Hierbij werd met name aandacht geschonken aan de benodigde omvang van de bouwen eindfase bestortingen.
De blokkenmatten zijn aanvankelijk voor wat betreft de stroombestendigheid
onderzocht in de stroomgoot in Lith; hieruit bleek dat afstorten met staalslakken nodig was om voldoende stroombestendigheid te waarborgen, aangezien de
blokkenmatten anders al onder dagelijkse omstandigheden zouden kunnen gaan
klapperen. Een beperking was, dat dit onderzoek op prototype schaal bij een
kleine waterdiepte werd uitgevoerd (circa 2m), waardoor naar verwachting de
resultaten aan de conservatieve kant zouden zijn. De inzichten ten aanzien van
de stabiliteit van de blokkenmatten is in het verdere verloop nogal aan wijzigingen onderhevig gewwest. Het onderzoek M1451-6 [57] gaf aan dat een ideale,
met staalslakken geballaste blokkenmat qua stabiliteit kan worden vergeleken
met een steenbestorting 48-300 kg (voor een "nette", evenwijdige aanstroming).
-38-
Voor het omklappen van de randen van de blokkenmatten bleek de corresponderende steengrootte bij het onderzoek M2010 [56 ]te komen met 40-250 mm (D =
0.23 m); ook bleek de invloed van de turbulentie kleiner dan voor stortsteen.
Uit nader onderzoek (Q 108 [58])
bleek echter dat het midden van de mat een
hogere stabiliteit bezat, overeenkomende met AD = 0.35 m. Voor losse blokken
(aangenomen dat de kunststofpennen zijn vergaan) tenslotte en een onvlakke
bodem bleek de totale stabiliteit terug te lopen tot een AD-waarde van circa
0.12 m.
Een totaalbeeld van de benodigde steenzwaarten voor de bodemverdediging werd
met behulp van het Roompotmodel van M1001 verkregen (M1001-22 [49]), gebaseerd
op de weigerende schuif situatie. Daaruit kwam onder meer naar voren dat de
schade in de diepe delen het grootst was en dat de schade bij 5.5 m verval
soms groter was dan bij 7 m verval. In het eerder genoemde gootonderzoek
M1451-6 [57] werden de resultaten uit M1001-22 [49] verder onderbouwd. Er
bleek een goede overeenstemming te bestaan voor overeenkomstige situaties, de
schematisatie van de getijstroming tot permanente stroming bleek geen invloed
te hebben, evenals de tijdsduur van de proeven (binnen de marges van 1.5 tot 6
uur prototype). Uit de studies bleek dat er achter de asfaltmastieklaag extra
steenbestortingen nodig waren, bijvoorbeeld 60-300 kg, in verband met onvoldoende stabiliteit van de blokkenmatten aldaar; nader onderzocht werd hoever
deze bestortingen zich zouden moeten uitstrekken. In samenhang daarmee kwam de
problematiek naar voren van eventueel omklappen van de randen van de blokkenmatten als gevolg van niet evenwijdige stroming door de weigerende schuif
straal of de neerstromingen opgewekt bij de schuivenfronten. Dit "finale"
onderzoek voor de bodemverdediging werd zoals gesteld in 1984 uitgevoerd in
het Roompotmodel M1001, ondersteund door gootonderzoek (M2010).
Aanvankelijk werd een vertaling gevonden van de stabiliteit van de matten
(zowel de blokkenmatten als de steenasfaltmatten) naar die van stortsteen,
welke laatste in M1001 (schaal 1:80!) kon worden gesimuleerd. Daaraan voorafgaande is de stabiliteit van de matten onderzocht in grootschaliger proefopstellingen (1:10) in een grote en in een kleine goot. Hierbij is ook de
invloed van hoogturbulente stroming en de waterdiepte vastgesteld. Bij dit
onderzoek is ook de vertaalslag van het grootschalig onderzoek van de matten
naar de zeer kleinschalige stortsteen in M1001 gemaakt. Een belangrijke bevinding M j dit omvangrijke onderzoeksprogramma was dat de stabiliteit van de
blokkenmatten in belangrijke mate bepaald werd door de zljranden. Het gevaar
-39-
van omklappen van de zijranden was aanwezig bij omgekeerd weigerende schuif en
schuivenfronten.
Zoals eerder gesteld wordt opgemerkt dat de steenasfaltmatten, die zijn aangebracht in de Hammen en de Schaar, met het oog op een, op den duur volledig
desintegreren, volledig zijn afgestort als onderdeel van de bouw- en eindfase
bestortingen.
De bouw- en eindfase bestortingen zijn niet alleen op grond van bovenstaande
overwegingen noodzakelijk gebleken; zij blijken ook een essentiële rol te vervullen bij de uiteindelijke kwaliteitsborging van de bodemverdediging, zowel
bij de oplevering (reparatie van beschadigde delen) als bij de te hanteren
inspectiefilosofie.
De bestorting van de ontgrondingskuilen bestaat uit een laag fosforslakken die
op te steile ontgrondingskuilhellingen wordt afgestort. Onderzoek naar de stabiliteit van op aanzethellingen gestort materiaal is gedaan in R1766 [59],
waarvoor enkele speelproeven werden uitgevoerd. Ter plaatse van de aanzethelling is slechts een geringe stroomaanval aanwezig zodat hier kon worden volstaan met het toepassen van fosforslakken met een D50 tussen 40 en 50 mm. Een
bestorting werd uitgevoerd zodra de aanzethelling een helling van 1:4 over een
diepte van 5 m had bereikt, teneinde het gevaar tegen te gaan voor afschuivingen, die op hun beurt een zettingsvloeiing zouden kunnen inleiden. Na de
eerste bestorting kan zonodig een tweede, naastliggende stort, aangebracht
worden als de kuilontwikkeling hiertoe aanleiding geeft.
2.7
Breukstenen dam
Functie
De zes breukstenen tussenconstructies tussen het landhoofd (damaanzet) en de
eerste pijler (randpijler) aan weerszijden van elk van de drie sluitgaten zijn
bij de Stormvloedkering met "breukstenen dammen" aangeduid. Voor een beschrijving van de dammen kan worden verwezen naar "Driemaandelijks Bericht van de
Deltawerken", nr. 94 [60]. Een behandeling van het ontwerp is in RWS notitie
[61] en in evaluatienota Breukstenen dammen [62] gegeven ; in de laatste nota
is ook de uitvoering en bewaking geëvalueerd.
-40-
De functie van de breukstenen dam is voornamelijk hydraulisch:
*
beschermen van de bodem tegen erosie door stroom en golven in de bouw en
eindfase.
*
het vormen van een waterkering tussen de randpijler, de damaanzet en de
ondergrond.
Bij het ontwerp valt vooral de steile taludhelling aan de zeezijde op, helling
1:1.5, in combinatie mat de flauwere helling van het Oosterschelde talud,
1:2.2 (aangrenzend aan de eilanden) of 1:2 (voor de overige). Het gerealiseerde ontwerp is in de volgende figuur weergegeven (breukstenen dam bij
Noord^Beveland).
ZEE
Noord-Beveland
OOSTERSCHELDE
as SYK.
Steen 10-15 ton
Indien niet voor een flexibele dam was gekozen maar voor een landhoofdconstructie tot aan de randpijler, zou dit een meer ingewikkelde en duurderere
oplossing zijn geweest.
Bij de bouwfase van de breukstenen dammen is de stroombelasting maatgevend;
bij de eindfase van de dammen is de golfaanval overheersend.
Als kenmerkende bouwfasen zijn in het onderzoek onderscheidden:
*
overligsltuatie van de "onderbouw" tot NAP -6m, waarbij de afwerklaag van
steen 60-300 kg is afgedekt door een tijdelijke toplaag van
*
uitrijden de kern van de bovenbouw, bestaande uit steen 300-1000 kg, vanuit
de landhoofden tot
een kruin op NAP +2 m (ook wel "droge uitbouw" genoemd)
-41-
*
verdere opbouw van de bovenbouw met een afdeklaag 6-10 ton, plaatselijk
zelfs 10-15 ton, aan zeezijde gereed tot NAP + 4 m.
De opbouw van de breukstenen dammen viel samen met het begin van de dorpelplaatsingen. Als gevolg van de sterk toenemende vervallen tijdens deze plaatsingen, is aan de afstemming van de diverse opbouwfasen en de dorpelbalkplaatsingen veel aandacht besteed, zie bijvoorbeeld RWS-notitle 311KWO-M-84273
[63]. Ken van de conclusies was dat de breukstenen dammen in de Roompot gereed
moesten zijn alvorens met de dorpelbalkplaatsingen in de Roompot kon worden
begonnen; voor Schaar en Haramen kon dit wel tegelijkertijd plaatsvinden, mits
aan bepaalde voorwaarden werd voldaan. Hierbij was echter nog geen rekening
gehouden met het plaatsen van de dorpels achter schuivenfrontconfiguraties.
Het werken met schuivenfronten heeft tot verdere restricties geleid, zie
RWS-notitie 311KWO-M-85148 [64].
In verband
met de diepgang van de Taklift IV zijn de onderbouwhoogten aan de
Oosterscheldezijde gaandeweg verlaagd van NAP-6m tot NAP-7.5m.
Ontwerp en onderzoek
Voor details over de berekeningsmethode zie ANNEX A7.
De aanleg van de onderbouw maakte deel uit van het drerapelbedrijf. Ook de
dimensionering van het materiaal van de kern kwam overeen met die van de kern
van het drerapelbedrijf.
Voor de verdere opbouw van de dammen, vanaf het niveau onderbouw gereed (op
NAP - 6m), was het ontwerp ondersteund door uitgebreid modelonderzoek.
Het eerste onderzoek voor deze contructie was een studie naar het golfklimaat
en de stabiliteit van de breukstenen dam, de damaanzet en de aansluiting op de
naastliggende pijler (de orakegeling). Dit onderzoek is uitgevoerd in een gootmodel en in een oppervlakteraodel waaarin golfrefractie en -diffractie verschijnselen konden worden weergegeven (M 1631 deell [65]).
De studie gaf aan dat een afdeklaag benodigd zou zijn van zeer zware breuksteen dan wel van betonblokken.
De opbouwfasen van de dammen met de onderbouw gereed, en een tot halverwege
uitgereden bovenbouw tot NAP + 2ra,zijn in eerste instantie onderzocht in het
-42-
overzichtsmodel M1001, onderzoek M2028-deel I [66], tijdens welke ook de foto
voorin dit verslag werd gemaakt. Bij dit onderzoek werden de kritieke Q/Asnelheden bepaald, die met de ontwerpsnelheid
werden vergeleken. Als gevolg
van de sterk toenemende sluitgatvernauwing door de dorpelplaatsingen tijdens
de opbouw van de dammen moest rekening gehouden worden met sterk oplopende
ontwerpsnelheden.
De bepaling van de de kritieke stroomsnelheden van de onderbouw op NAP - 6 m
was gebaseerd op de relatie van Shields met daarbij twee invloedsfactoren: de
ene factor voor de afwijkingen ten opzichte van de situatie met uniforme stroming en de andere voor de additionele (dat wil zeggen op de stroomaanval
gesuperponeerde) golfinvloed.
Opvallend was het aantastingsbeeld van de onderbouw. Er ontstond namelijk ook
schade aan het lijwaarts gelegen talud als gevolg van een spiraalstroom langs
de teen, haaks op de stroom naar het midden van het sluitgat gericht, zoals
aangegeven in de schets.
~> opporvJokto
•
bodam
Deze onderstroming is, na constatering in het model, bij de uitvoering van de
werken ook meermalen waargenomen. Dit legt nadruk op het belang van een modelonderzoek dat een groot deel van het gebied reproduceert (de spiraalstroom kon
bijvoorbeeld in het gootmodel van M2028-deelII [68] niet worden teruggevonden) .
De bepaling van de invloedsfactor voor de golfwerking heeft plaatsgevonden in
een 5 m brede goot, onderzoek M2028-deelII [68]. Voorafgaande daaraan was een
afschatting gemaakt van de mogelijke golfinvloed op de kruin van de onderbouw
-43-
(notitie M2028 [67]). Hierbij leek een zware aanval door het "onderwaterbermeffect" (wat bij het buitenbeloop van dijken kan optreden) niet bij voorbaat
uitgesloten, zodat besloten werd om de golfinvloed verder te kwantificeren
door modelonderzoek. Het onderzoek M2028-deel II wees uit dat de golfwerking
door stroomafvlakking sterk gereduceerd werd, waardoor de stroombestendlgheid
toch nog op een acceptabel niveau kwam.
Verder bleek dat het uitrijden van de bovenbouw een verslechtering van de onderbouw stabiliteit veroorzaakt, waardoor de uitvoering van deze fase aan
stringente beperkingen werd gebonden. Overigens werd de bijdrage van de golfwerking, neerkomend op een verslechtering van circa 20 % van de toelaatbare
stroomsnelheid, niet door de uitbouw beïnvloedVoor de verdere opbouw van de bovenbouw, boven NAP + 2 m, werden in een golfgootje proeven gedaan, als onderdeel van M2028-deel II [68]. Hieruit bleek dat
voor de afbouwfase met 6-10 tons steen aan zeezijde tot NAP + 4 m voldoende
stabiliteit aanwezig was, dankzij de ruime vervormingsreserve van de bovenbouw.
In de navolgende figuur is een beeld weergegeven van wijze waarop de "droge
opbouw" werd gerealiseerd.
-44-
3.
3.1
Evaluatie stuurparameters
Het begrip stuurparameter
Bij het ontwerp van de stortsteenconstructies voor de SVKO is het begrip
"stuurparameter" geïntroduceerd, als aanvulling op het begrip ontwerpparameter
met behulp waarvan de constructie uiteindelijk wordt gedimensioneerd. Het definiëren van een stuurparameter is van belang voor de bewaking van de stabiliteit tijdens de uitvoering van de werken en met name als er de mogelijkheid
bestaat om het uitvoeringsproces bij te sturen. Bij de Stormvloedkering was
dit sturingselement bijvoorbeeld aanwezig bij het manipuleren met de schuiven
ten behoeve van de uitvoering en bij het meer of minder uit de pas laten lopen
van bepaalde bouwfasen. Bij de schuivenmanipulatie bestond de behoefte om,
gegeven de actuele stromingssituatie, een beslissing te kunnen nemen hoeveel
schuiven er in een bepaalde configuratie gesloten zouden kunnen worden. Dit
met het oog op de stabiliteit van de nabije stortsteenconstructies ten behoeve
van de bedrijven met de toplaagstorter Trias en de plaatsing bovendorpels met
de Taklift 4.
De uitvoerings- en bewakingsmogelijkheden dienen een grote invloed te hebben
op de keuze van de stuurparameter. Het kan bijvoorbeeld zijn dat een bepaalde,
lokale stroomsnelheid de meest consistente parameter is om de steenstabiliteit
bij een modelonderzoek aan te relateren. Als echter blijkt dat deze parameter
in prototype niet goed "on-line" is te meten of te simuleren, dan kan deze
grootheid geen goede stuurparameter zijn voor bewaking tijdens het bouwproces;
het verval over de constructie zal dit bijvoorbeeld wel kunnen zijn, ondanks
een mogelijk minder grote consistentie, omdat deze bij verdere opbouw bij benadering voor alle poortjes in een sluitgat gelijk kan worden gesteld en
bovendien eenvoudiger en beter kan worden gemeten. Er kan dus van een conflictsituatie sprake zijn tussen de fysisch meest constistente parameter en
tussen meest praktisch te bewaken parameter. Het is daarom voor de stuurparameter belangrijk dat er een nauwe wisselwerking is tussen ontwerp, onderzoek,
uitvoering en bewaking.
Opgemerkt moet worden dat voor de Stormvloedkering niet van meet af aan het
verval als stuurparameter kon worden aangehouden, omdat dit aanvankelijk te
klein was (onnauwkeurigheidsproblemen). Voor de opbouwfasen van de drempel
-45-
werd daarom uitgegaan van een "rekensnelheid" (q/A) per poortje, die met het
ééndimensionale rekenmodel IMPLIC konden worden voorspeld. Om de continu veranderende situatie te kunnen doorrekenen, werden "vertaalfactoren" rond de
bouwfronten bepaald door middel van modelonderzoek.
Er kan nog onderscheid gemaakt worden tussen stuurparameters voor belasting en
sterkte. In het algemeen zal men de sterkte van de constructie niet kunnen gebruiken als stuurparameter omdat geen sturing in deze zin mogelijk is, zoals
het toepassen van een zwaardere steensortering als bijsturende maatregel;
eerder zal dit een afgeleide maatregel zijn als (onverhoopt) een bepaalde belasting wordt overschreden. Een uitzondering is een actieve sturing bij dynamisch op te bouwen constructies, zoals afsluitdammen met dynamisch stabiel
materiaal; echter ook dan zal een belastingparameter moeten worden gedefinieerd waarop de "sterktemaatregelen" moeten worden afgestemd. Voor de SVKO lag
bij de sturing/bewaking de nadruk op de belastingkant .
Voor verschillende bouwfasen kunnen afwijkende stuurparameters worden aangehouden. Ter illustratie zijn hierna voor de verschillende steenconstructies
van de Stormvloedkering enkele gehanteerde parameters aangegeven, waarbij de
volgende definities worden gebruikt:
Q
-
totale sluitgatdebiet (in de Hammen, Schaar of Roompot)
A
=
totale netto sluitgatoppervlak (idem) ten opzichte van NAP
q
-
debiet per poortje
a
-
netto doorstroomoppervlak per poortje
Ah
=
verval over een sluitgat, gemeten in de werkhavens
u
=
stroomnelheid (nog nader te definiëren)
H/T
=
golfwerking: (karakteristieke) golfhoogte/golfperiode
*
afdeklaag grondverbetering
Q/A, u
*
erosiebescherming negatieve ove rlap
Q/A, q/a
*
uitvullag en drempelkern
q/a
*
drempeltoplaag en aanstortingen
Ah
*
overgangsconstructie
Ah
*
bodemverdediging
Ah, q/a, u
*
breukstenen dammen -bouwfase
q/a, Ah en H/T,
-eindfase
H/t
-46-
Eenzelfde stuurparameter kan voor de verschillende constructies op een verschillende manier worden geïnterpreteerd, omdat de ontwerp- en/of de bewakingsorastandigheden verschillend zijn. Zo zijn er de tijdelijke afdekkende
constructies, zoals voor de grondverbetering, negatieve overlap en de drempelopbouw, waar met een korte expositieduur gerekend kan worden. Dit in tegenstelling tot de "eindfase constructies", zoals de drempeltoplaag, de overgangsconstructie, de bodemverdediging, en de breukstenen dammen na gereedkomen. In het laatste geval zal er gerekend moeten worden met extreme condities die kunnen optreden tijdens de hele gebruiksduur.
De veelheid van stuurparameters die bij de Stormvloedkering zijn gehanteerd,
en die in een bepaald stadium van onderzoek heel logisch gekozen waren (bijvoorbeeld in verband met de fysische relevantie), is lastig geweest in bepaalde stadia van het ontwerp. Zo was het bijvoorbeeld handiger geweest om de
stabiliteit van de breukstenen dammen van het begin af aan te relateren aan
het verval over de kering, in plaats van aan de q/a ("snelheid per poortje").
3»2
Grootte van het verval
Bij het ontwerpen van constructies die een waterloop geheel of gedeeltelijk
afsluiten is het van belang om vooraf een schatting te kunnen maken van de optredende vervallen, de debieten en de stroorasnelheden van karakteristieke
bouwfasen. In het navolgende zal worden aangegeven dat door middel van zeer
oriënterende berekeningen reeds een bruikbaar inzicht kan worden verkregen in
de optredende vervallen. Achtereenvolgens zullen de volgende situaties worden
bekeken, waarbij gemakshalve is aangenomen dat de betreffende situaties in
alle drie sluitgaten tegelijk voorkomen:
*
pijlers geplaatst
*
drempeltot halverwege opgebouwd
*
drempel gereed
*
dorpels geplaatst
Pijlers geplaatst
Verval ontstaat in hoofzaak door wrljvingsverlies en vertragingsverlies;
wrijvingsverlies zal vooral een rol kunnen spelen als het vertragingsverlies
klein is, dus in de beginfase van opbouw.
-47-
Het wrijvlngsverlies Ah kan worden geschat met behulp van de wrljvingsformule
w
voor eenparige stroming:
Ah = u
w
L/(C2h)
waarin,
u
=
gemiddelde aanstroomsnelheid
(m/s)
L
=
maatgevende lengte voor het wrijvlngsverlies
(m)
C
=
coëfficiënt van Chézy
(m /s)
h
=
waterdiepte ("maatgevende waarde over het sluitgat" « 25 m)
(m)
Omdat bij de Stormvloedkering het verval over de werkhavens wordt gemeten,
moet voor het verval op stroom ook een redelijk grote lengte worden aangehouden, bijvoorbeeld 400m ter weerszijden van de keringas, zodat hier wordt ge^
schat Ah = 800 i.
w
—
h
Dit geeft met u = 2 m/s voor springtij, h - 25 m en C = 50 m /s: Ah
van
circa 0.05 ra.
Feitelijk zal deze waarde groter zijn omdat er ook sprake is van grootschaliger bodemoneffenheden, zoals door de aanwezigheid van de inbaggeringen en de
drempels van de grondverbetering. Ook zal er driedimensionale toe- en afstroming zijn, waardoor de feitelijke vervallen toenemen. De navolgende figuur,
met daarin de gemeten vervallen geeft inderdaad aan dat het wrijvingsverval
voorafgaande aan de pijlerplaatsing orde 0.10 m is geweest.
-481984
'
5
, J
*rR
1986
1985
'-
i H jas^s4R^j
R
K
|Sio
f
lH|(S|HSl(L
Uil
m
t' s *m
84
Beginüatum
Begintijd
; 840101
.0000
Tijdas
in
jaren
Door de aanwezigheid van de pijlers neeemt dit verval toe als gevolg van extra
vertragingsverlies. Dit verval Ah
.,
Ah
u
,45
v • 2i <T" „
°
netto
is als volgt te benaderen:
,
~ :>2
waarin,
netto
=
gemiddelde aanstroomsnelheid
=
netto effectieve breedte = 45 - effectieve vernauwende
breedte
(ra/s)
(ra)
De moeilijkheid zit hem nu in het schatten van de effectieve vernauwende
breedte van de pijler. Bij toenemende drempelhoogte neemt deze af door de
afnemende pijlerbreedte en de afnemende zijdelingse contractie.
Met inachtneming van de smalle pijlerschacht (effectieve breedte orde 6 m) en
de naar onderen in
breedte toenemende slecht gestroomlijnde caisson van elke
pijler zijn de volgende effectieve breedten geschat:
*
pijlers geplaatst
*
halve drempel
9m
*
hele drempel
8ra
*
dorpels
7m
lOm
-49-
De u zal nog niet noemenswaardig zijn afgenomen; dit geeft dan voor het vertragingsverlies door de aanwezigheid van de pijlers de marginale waarde
van Ah ~ 0.02 m.
v
In werkelijkheid zal ook hier het verlies groter zijn door grootschalige driedimensionale effecten zoals scheve aanstroming aan de randen van de sluitgaten.
Uit de figuur
blijkt dat het totale verval tijdens de situatie van "pijlers
geplaatst" circa 0.15 to 0.20 m is geweest, waarbij de bijdrage van het vertragingsverlies van de pijlers van een orde van grootte van 0.05 tot 0.10 m
zal zijn geweest.
Drera£el_tot_halverwege__gereed
Voor het in rekening brengen van het verlies door de drempelopbouw, met een
geschatte gemiddelde dikte van 3.5 m, kan de overlaatformule worden toegepast:
u
c
= \i /2g Ah
c
waarin,
Ah
=
verval als gevolg van de verticale contractie
u
=
gemiddelde stroomsnelheid in de vernauwde doorsnede =
c
, h . .45
.-
(ra)
(m/s)
netto
d
=
verticale vernauwende hoogte
(m)
u
=
afvoercoëfficiënt
(-)
De vertragingsverliezen door de pijlers kunnen globaal in rekening worden gebracht door de vernauwing door de pijlers bij de drempel op te tellen; hiertoe
wordt de stroomsnelheid boven de drempel vermenigvuldigd met de verhouding
tussen totale breedte en effectieve doorstroombreedte (waarbij voor de effectieve pijlerbreedte zoals eerder gesteld 9 m wordt aangehouden). De benedenstroorase snelheid zal nog nauwelijks zijn afgenomen, dus "u = 2.0 m. Dit geeft
voor het verlies door de pijlers en de halve drempel
Ah
c
= 0.27 ra.
-50-
Het eerder berekende wrijvingsverlies van 0.1 m zal verder wat kleiner zijn
geworden omdat de wrijving over de drempel al bij de 0.27 ra is ingecalculeerd.
Ook driedimensionale effecten zullen kleiner zijn geworden.
Uit de figuur blijkt dat het verval voor deze bouwfase Inderdaad toegenomen is
van circa 0.2 m tot circa 0*3 m.
Drempel gereed
Voor de situatie "drempel gereed" met een gemiddelde hoogte van ongeveer 7 m,
wordt de bovenstaande werkwijze eveneens gevolgd; hierbij is nu de effectieve
breedte van de pijlers geschat op circa 8 m, zodat met u = 2.0 m (dit zal nu
iets aan de hoge kant zijn) en met u = 1.25 wordt gevonden:
Ah
c
= 0.37 m
Het totale verwachte verval van orde 0.4m is blijkens de figuur qua orde van
grootte ook inderdaad opgetreden.
Dorpels geplaatst
Voor de situatie van alle dorpels geplaatst, overeenkomende met de eindfase
van de SVKO, is er enerzijds sprake van sterke contractie boven de dorpelbalk
(met een stroomvernauwing van orde 1.5 m) en anderszijds treedt er lek door de
speet in de dorpel op (spleethoogte eveneens circa 1.5 m). Verondersteld wordt
dat deze effecten elkaar compenseren, zodat alleen de geometrische vernauwing
in rekening behoeft te worden gebracht. Er resteert dan dus de "gewogen" gemiddelde dorpelligging van 9.5 m - NAP en als verdere vernauwing de pijlercontractie (zoals eerder gesteld bedraagt deze nu circa 7 m). De benedenstroomse snelheid zal nu afgenomen zijn, bij benadering met 25%, en de y is nu
kleiner, stel u = 1.0, zodat:
Ah
c
= 1.09 m
Driedimensionale- en wrijvings-effecten kunnen bij een dergelijk verval wel
worden verwaarloosd. Qua orde van grootte bevestigen de metingen in de figuur
deze schatting van het verval in de eindsituatie tijdens springtij (hierbij
moeten grotere vervallen door schuivenmanipulaties buiten beschouwing worden
gelaten).
-51-
Op een simpele manier kan dus een redelijke afschatting van vervallen in
karakteristieke bouwfasen worden gemaakt. Deze is
voldoende nauwkeurig om
vooraf de waarde van het verval als stuurparameter tegenover de andere parameters als stroomsnelheid en debiet te kunnen inschatten.
-52-
4.
Evaluatie onderzoek
4.1
Onderzoeksmethoden
Aanpak
Bij het onderzoek naar de stabiliteit van steenbestortingen gaat het in eerste
instantie om de stabiliteit van de toplaag ervan.
Daarbij wordt de sterkte, in termen van het stabiliteitsgedrag van de stenen,
bepaald onder invloed van een zekere waarde van de (belastings)stuurparameter.
Het is gebruikelijk dat deze stuurparameter hierbij wordt gevarieerd. Ook
dient het onderzoek voor het opsporen van maatgevende situaties, bijvoorbeeld
tijdens de bouw.
Feitelijk behoeft niet altijd van een absolute stabiliteit sprake te zijn; het
is doorgaans alleen belangrijk dat geen doorgaande aantasting van de onderliggende filterconstructie optreedt. Bij zeer lokale aantasting, zoals bij de
lagen van de drempelkern langs
de flanken van de pijlers optrad, kan het dan
economischer zijn op die plaats een zekere overhoogte aan te houden, in plaats
van op volledige stabiliteit te dimensioneren. In situaties met een meer
gelijkmatige aantasting zal wel "scherper" moeten worden gedimensioneerd.
Bij het ontwerpen van de volledige filterconstructie is er sprake van een
"top-down" benadering,ra.a.w.eerst worden de benodigde afmetingen van de toplaag bepaald, waarna de onderliggende filterconstructie wordt gedimensioneerd.
Dimensionering van de filterconstructie blijft in deze evaluatie buiten beschouwing.
Volstaan wordt met op te merken dat bij het filterontwerp thans soms van het
"ideaal filter" wordt afgestapt door ook de belastingen in beschouwing te
nemen; hierdoor wordt een economischer filterontwerp verkregen. Hoewel deze
rekenraethodiek nog volop in ontwikkeling is kan het nuttig zijn om, indien
mogelijk, filterbelastingen te meten tijdens modelonderzoek voor de stabiliteit van de toplagen, bijvoorbeeld door vastlegging van de waterspiegelinzinking.
Bij vernauwingsconstructies zal normaliter sprake zijn van een sterke plaatsgebonden aanval; als afgeleide hiervan zal een optimaal gedimensioneerde
steenconstructie ook een van plaats tot plaats variërende steenafmetingen
hebben. Met name bij bodemverdedigingen zal onderzoek naar de ruimtelijke
-53-
dimensionering belangrijke besparingen in de constructie tot gevolg kunnen
hebben. De afname van de benodigde steenzwaarte voor een bodemverdediging
wordt goed geïllustreerd voor de Stormvloedkering: bij volledige uitvoering in
breuksteen zou de steenzwaarte variëren van 6-10 ton nabij de kering tot bij
benadering lichte breuksteen 10-60 kg aan de rand van bodemverdediging (dat
laatste volgt uit extrapolatie van de resultaten uit M1001-22 [49], met als
benadering dat de steenzwaarte AD lineair afneemt met de afstand uit de
kering).
Hiervoor is al gewezen op een zorgvuldige keuze van de stuurparameter(s) in
relatie met de uitvoering en bewaking.
Daarbij zal er juist bij het onderzoek de neiging bestaan om een vanuit
fysisch oogpunt zo consistent mogelijke stuurpararaeter te hanteren; daar staat
een in de praktijk goed en eenvoudig meetbare stuurparameter tegenover. Een
andere complicatie kan zijn dat het zelfs onmogelijk is om een prototypestuurparameter in het model te bepalen of in te stellen; als voorbeeld kan
voor de SVKO het in de werkhavens gemeten verval worden genoemd wat in een
gootmodel onmogelijk kan worden ingesteld. In dat geval is er een vertaling
nodig van het locale verval naar het verval over de werkhavens. Voor stroommetingen vlak boven de bodem geldt dat deze in een schaalmodel goed kunnen
worden uitgevoerd, terwijl dat in de meting van deze snelheden in de werkelijkheid problematisch kan zijn (dit vereist doorgaans een speciale plaatsvaste constructie).
Deze eventuele discrepantie tussen de mogelijke stuurparameters pleit voor
vroegtijdig onderzoek in een "totaalmodel" waarin de in het prototype te meten
stuurparameter ook kan worden gehanteerd. In detailmodellen kunnen aansluitend
daarop detailproblemen kunnen worden opgelost. Bij het stabiliteitsonderzoek
voor de SVKO is afwisselend in gootmodellen (2-dimensionaal en quasi
3-diraensionaal) en in het detailmodel M1001 geëxperimenteerd, waarbij convergerend naar de eindoplossing toQ is gewerkt.
Opvallend daarbij is de belangrijke rol van het MlOOl-model in de beginfase en
de uiteindelijke toetstingsfase van het ontwerp.
Van belang bij de opzet van het onderzoek is ook de achterliggende veiligheidsfilosofie die wordt gehanteerd. In het geval van een deterministische
veiligheidsbenadering, met een bepaalde te hanteren veiligheidscoefficient,
-54-
zal met een beperkter onderzoek kunnen worden volstaan dan in het geval van
een probabilistische benadering. In het laatste geval moet bijvoorbeeld ook de
gevoeligheid van de belastingvariaties op het schadegedrag worden gekwantificeerd en, omgekeerd, ook de invloed van sterktevariaties worden nagegaan. De
verwachte schade tijdens de levensduur van de constructie wordt dan bepaald
door de frequentie-overschrijdingskrommen met de bijbehorende expositie-duren
in beschouwing te nemen, inclusief de bijbehorende onzekerheden. Deze probabilistische ontwerpmethodiek kan leiden tot aanzienlijke besparingen op het ontwerp, dan wel tot meer inzicht In de betrouwbaarheid van de constructie.
Deze voordelen zullen moeten worden afgewogen tegen de extra onderzoeksinspanning. Bij een tussenvorm, de semi-probabilistische methode, zal de onderzoeksinspanning beperkt kunnen blijven, bijvoorbeeld door alleen de invloed van de
meest bepalende parameter(s) te onderzoeken op een bepaald schadeniveau, bijvoorbeeld het begin van schade, en anderzijds wel rekening te houden met onzekerheden in belasting en sterkte.
Omdat bij de probabilistische methode het proces volledig bekend moet zijn ,
kan dit veel onderzoek vereisen. Als voorbeeld voor de in dit opzicht niet
geheel zuivere aanpak bij het ontwerp van de steenbestortingen van de Stormvloedkering moet worden genoemd dat in het onderzoek wel de belastingparameter
redelijk systematisch werd gevarieerd, maar uit praktische overwegingen niet
de sterkteparameter. Wordt in dat geval bijvoorbeeld de veiligheidsmarge onderzocht via de belasting, dan kan dat afwijkende resultaten geven met de feitelijke situatie, waarbij de veiligheid in vergroting van de sterkte wordt
gezocht.
De probabilistische methode maakt het mogelijk om schade in de tijd te kwantificeren, vooropgesteld dat voldoende kennis aanwezig is van de uitwerking van
de stuurparameter in de tijd op het schadeverloop. Ook zal een zekere bezwijkschade gedefinieerd kunnen worden. Dit in tegenstelling tot de deterministische methode, die zich zich noodzakelijkerwijs moet beperken tot een zeker
stabiliteitscriterium, dat onafhankelijk is van de expositieduur.
Voor de probabilistische benadering zijn de volgende procesgegevens nodig:
*
relatie schade-belasting, afhankelijk van het sterkteniveau
*
schadetoename in de tijd als functie van het belastingniveau
*
overschrijdingslijn en -duur van de belasting
-55-
Dit kan tot gevolg hebben dat er, meer dan voor de deterministische benadering, uitgebreide proevenseries nodig zijn om deze kennis toe te leveren.
Naast het benutten van ervaring, welke gezien het empirische karakter van het
vakgebied een grote rol speelt, kunnen de volgende onderzoeksmiddelen worden
onderkend.
1.
Literatuuronderzoek
Dit is doorgaans het eerste spoor dat gevolgd wordt, voorafgaande aan een
ander type onderzoek. In de praktijk is
echter vaak sprake van een zodanig
specifieke geometrie en belastingsituatie, dat ervaringsresultaten op basis
van andere onderzoeken slechts beperkte waarde hebben voor de oplossing van
het specifieke probleem. Voor oriënterende ontwerpen kan vaak wel met vrucht
op deze ervaring worden teruggegrepen; een voorbeeld hiervan is een databank
van geometrie-afhankelijke invloedsfactoren, waarmee een toelaatbare stroomsnelheid kan worden afgeschat.
2.
Onderzoek in een schaalmodel
Onderscheiden kunnen worden:
*
2D modellen: in smalle goten
*
Quasi 3D oDdatlen:j in brede goten en smalle basins
*
3D modellen: in zeer brede goten en grote basins
Onderzoek in een schaalmodel kenmerkt zich door betrouwbaarheid en eenvoud ten
aanzien van de interpretatie van de resultaten. Er zijn echter beperkingen ten
aanzien van de in te stellen randvoorwaarden, de omvang van de metingen, de
vastlegging van de simulatie (eenmalig), terwijl de kosten hoog kunnen zijn.
Derhalve is fysisch onderzoek bij uitstek geschikt als fenomeenonderzoek enerzijds en toetsingsonderzoek anderzijds.
Vooral wanneer er sprake is van een goed gedefinieerde maatgevende toestand,
kan in een schaalmodel ook goed dimensioneringsonderzoek plaatsvinden.
3. Mathematisch onderzoek
Tot dusverre is het nog niet goed mogelijk om dit type onderzoek in te zetten
voor het ontwerpen, in verband met de moeizame en dure berekening van de doorgaans complexe, driedimensionale stroombeelden. Echter, ook al Is het stroombeeld exact te voorspellen, dan nog blijft er de onbekendheid met relatie naar
-56-
de stabiliteit, die slechts voor uniforme stroming bekend is.
Wel zal dit spoor in de toekomst meer en meer kunnen worden gevolgd naarmate
betere stromingsmodellen en "entralnment functies" beschikbaar komen.
4.
Prototype-onderzoek
Dit type onderzoek ligt om duidelijke redenen niet zo voor de hand, maar kan
toch, naast het aspect van bewaking en verificatie, ook een rol vervullen bij
de uiteindelijke dimensionering van een stortsteenconstructie. Dit geldt met
name voor een constructie waarvan in de loop van de gebruiksfase van het
kunstwerk de sterkte achteruit gaat door steeds terugkerende steenverplaatsingen; bewaking van deze sterkte, met eventuele reparaties, kan een doelbewuste
(economische) keuze zijn ten opzichte van een zwaardere dimensionering. Dat
laatste aspect speelde bijvoorbeeld bij de (tweede) grindafdeklaag van de
grondverbetering, waarbij grover grind ongewenst was met het oog op opschonen
door de Cardium en bijgevolg transport van het grind moest worden geaccepteerd.
Een ander voorbeeld is dat ter verificatie van de sterkte van de overgangsconstructie aan de zeezijde van kering, proefvakken zijn of worden ingericht met
relatief lichte stenen over de eigenlijke toplaag heen; verwacht wordt dat
enkele keren per jaar enige schade aan het proefvak zal kunnen worden geconstateerd en dat daarmee verificatie mogelijk is met de schade opgetreden In
het modelonderzoek [70]. Daarbij moet worden aangetekend dat een grote schade
veel eenduidiger is te toetsen aan modelproeven dan het begin van steenverplaatsing, omdat er in het laatste geval doorgaans een groot belastingstraject
is waarover dit kan plaatsvinden.
4"2
Inrichting schaalmodel onderzoek
Bij de inrichting van een schaalmodel moet een keuze gemaakt worden ten aanzien van de uitgebreidheid van de proefopstelling in samenhang met de benodigde dimensionaliteit en de schaalkeuze.
Bij het stabiliteitsonderzoek naar de stortsteenconstructies van de Stormvloedkering is qua uitgebreidheid gevarieerd tussen segmenten van constructie-onderdelen in smalle goten tot volledige sluitgatmodellen toe, bijvoorbeeld:
-57-
*
2-dirnensionaal onderzoek in smalle goten ("element-proeven"):
-
dimensioneringsonderzoek grindafdeklaag grondverbetering
detailonderzoek negatieve overlap
-
detailonderzoek ultvullaag en drempelkern
detailonderzoek toplaag drempel en aanstortingen
*
-
detailonderzoek overgangsconstructie en bodemverdediging
-
detailonderzoek breukstenen dammen
quasi 3-dlmensionaal onderzoek in brede goten:
-
dimensioneringsonderzoek pijlerfront negatieve overlap
-
detailonderzoek ontwerp en uitvoering ultvullaag en drempelkern
-
dimensioneringsonderzoek toplaag drempel en aanstortingen
-
dimensioneringsondezoek overgangsconstructie
dimensioneringsonderzoek breukstenen dammen in aanbouw
*
3-dimensionaal onderzoek in basins:
-
identificatieonderzoek negatieve overlap
-
dimensioneringsonderzoek ultvullaag en drempelkern
toetsingsonderzoek overgangsconstructie en bodemverdediging
-
dimensioneringsonderzoek breukstenen dammen
-
gevoeligheidsonderzoek uitvoeringswijzigingen/keringmanipulaties
Uit het voorgaande overzicht wordt duidelijk dat de meeste constructies in
meerdere faciliteiten zijn beproefd, waarbij doorgaans is toegewerkt van het
detail in smalle goten (mechanismen-onderzoek, invloed van beperkt aantal
parameters) naar het overzicht in een volledig model in een basin (dimensionerings- en/of toetsingsonderzoek).
De ervaringen met het onderzoek voor de Stormvloedkering heeft onder meer het
volgende inzicht opgeleverd;
1. Kleinschalig onderzoek, zoals op schaal 1:80, kan een uitstekende reproductie van de stabiliteit verschaffen van de toplaagbestortingen, vooropgesteld dat de modellering voldoend nauwkeurig is (bijvoorbeeld met trovidur-raodellen)en de metingen zeer zorgvuldig worden uitgevoerd. Daarbij moet
worden opgemerkt dat er eerst zelfs twijfels waren aan de opstelling in de
Pentagoot op schaal 1:30, getuige de toetsing in de Grote Stroomgoot op
schaal 1:10.
2. Het weergeven van een groot gebied. Door de geschiktheid tot het uitvoeren
van kleinschalig onderzoek kan een groot gebied van de constructie worden
-58-
ingebouwd; dit bleek van groot belang voor de Identificatie van stroombeeldomslagen, secundaire stromingen en (onverwachte) schademechanismen en
heeft ingeval van de Stormvloedkering een grote bijdrage geleverd in het
voorkomen van zwakke plekken in de steenconstructies.
De grote modellen bieden verder de mogelijkheid om een lokale belastingparameter om te zetten naar een (globale) stuurparameter; als voorbeeld:
*
lokaal verval "op stroom" ten opzichte van verval over de werkhavens.
*
bovenstroomse snelheid ten opzichte van snelheid per poortje.
Met name langs de randen van de modellen kunnen zich sterk afwijkende,
drie-dimensionale
situaties voordoen.
3. Ondersteuning bij de interpretatie. Reproductie van een groot gebied heeft
tevens het voordeel van ondersteuning bij de interpretatie van de uitkomsten naar het prototype, bijvoorbeeld bij het vertalen van de stuurparameter(s). Gedacht kan worden aan het verkrijgen van aanvullende Informatie
ten aanzien van vervallen en stroomsnelheden en debieten.
4. Detailmodellen voor detailproblemen en mechanismenonderzoek in een goot met
een glazen wand kunnen een snel inzicht verschaffen; voorts kan de invloed
van de primaire pararaeter(s) op efficiënte wijze kwantitatief worden vastgesteld.
Zoals uit het voorgaande overzicht blijkt is voor het stabiliteitsonderzoek
van de Stormvloedkering een grote diversiteit, zowel qua opstelling als qua
functionaliteit, toegepast.
4.3
Bijzondere aspecten
4.3.1
Schaaleffecten
Schaaleffecten zijn afwijkingen bij de reproductie van de verschijnselen in
het schaalmodel. De vaststelling van de schalen bij de modellering van de verschijnselen is in hoge mate gebaseerd op ervaring. Toch blijft er vaak enige
onzekerheid bestaan omtrent de exacte reproductie van de verschijnselen, zodat
in vele gevallen een toetsing van mogelijke schaaleffecten nodig zal worden
geacht.
Als hoofdregel voor stabiliteitsonderzoek geldt dat de geometrie gelijkvormig
moet zijn gerepresenteerd, omdat het stroombeeld tot in detail natuurgetrouw
-59-
moet worden weergegeven. Derhalve moet ook op Froude-schaal worden gestroomd,
d.w.z n = /n , waarin n = sch;
schaalfactor voor de stroomsnelheid en n =
ui*
u
u
V
i
schaalfactor voor de afmetingen,
De lengteschaalfactor voor de stabiliteitsmodellen van de Stormvloedkering was
gebaseerd op de volgende vereisten ten aanzien van mogelijke schaalefecten.
Turbulente grenslaag
De stroming in de grenslaag aan de bodem, die voor stortsteen in prototype
turbulent is, dient ook in het model turbulent te zijn.
Dit blijkt uit het Shields-diagram, waarin het Re* -getal is uitgezet tegen de
stabiliteitsparameter van Shields ijj. Het Re* -getal dient in zijn algemeenheid, dat wil zeggen in een eenparige stroming, te voldoen aan
ReA = u A D/v > * 600
waarin,
ReA
=* Reynolds-getal voor een turbulente grenslaag
(-)
u
-
schuifspanningssnelheid
(m/s)
ü
=
steendlameter
(m)
v
~
kinematische viscositeit
(m2/s)
Als om een zekere reden niet aan deze voorwaarde kan worden voldaan dan dient
een omrekening van de stabiliteit aan de hand van het Shields-diagram plaats
te vinden; de moeilijkheid daarbij is wel dat dit voor de ongestoorde toestand
geoorloofd is, maar dat de omrekening bij "gestoorde" stroming (bijvoorbeeld
rondom of achter de pijlers) hoogst onzeker en vermoedelijk onjuist is. In
zo?n geval moet dan eerst een schaalonderzoek worden uitgevoerd om de juiste
omrekenfaktor te bepalen. Dit laatste is bijvoorbeeld gedaan ten behoeve van
de vaststelling van de stabiliteit van de randen van de bodemverdediging
(M2010 [56]), waarbij het hoofdprogramma van de proeven wel noodgedwongen in
het M1001 model moest worden uitgevoerd.
In praktijk zal het reproduceren van de turbulente grenslaag neerkomen op een
minimale steendiameter in model van tenminste 5 a 6 mm.
-60-
Turbulente doorstroming van de drempel
Hiervoor geldt een soortgelijke voorwaarde, namelijk:
Re
= u
D/v > » 600
waarin,
Re
=
Reynolds-getal voor turbulente stroming in poreus massief
(-)
u
=
filtersnelheid
(m/s)
D
=
steendiameter
(m)
v
=
kinematische viscositeit
(m2/s)
Hierbij kan u* vooraf worden geschat aan de hand van formules voor stroming
door poreuze media, zoals die van Cohen de Lara.
Deze eis is, afhankelijk van de stroraingssituatie, doorgaans wat strenger dan
de "Shields-voorwaarde" en kan leiden tot een zekere vergroting van de steenzwaarte van de drempelkern in het model teneinde de doorstroming toch nog op
Froude-schaal te kunnen weergeven. Voor de Stormvloedkering werd bijvoorbeeld
het steenmateriaal van de drempelkern in M1001 op deze wijze vergroot. Bij de
kering kwam daarbij de moeilijkheid dat de uiteindelijke porositeit in prototype niet goed bekend was door mogelijke mosselaangroei; dit gold door vervuiling bovendien voor de "buitenwater" modellen, zoals de Pentagoot. Voor de
richting van de straal bij weigerende schuif leek de doorstroming een belangrijke faktor te kunnen zijn (M 2169 [43]), zodat enige onzekerheid hieromtrent
zal blijven bestaan.
De basisvoorwaarde is dat de hoofdstroming in het model turbulent moet zijn,
d.w.z. dat Re= u h/v
> 600; hieraan is bij stabiliteitsonderzoek altijd vol-
daan. Voor het weergeven van de steenstabiliteit bijaanval door grootschalige
fluctuaties in het vertragingsgebied achter een sterke vernauwing geldt de
volgende voorwaarde (Mehrotra [71]):
Re
= u
D/v > 2500
-61-
waarin,
Re1
-
Reynolds-getal voor sterk turbulente stroming
u
»
lokale stroomsnelheid (bijvoorbeeld uittreesnelheid van
(-)
een jet)
(m/s)
D
«
steendiameter
(m)
v
=
kinematische viscositeit
(m2/s)
Deze voorwaarde kan als aanvullend worden gezien op de eerder vermelde voorwaarde voor een turbulente grenslaag in model.
Een aspect dat in elk geval niet goed kan worden weergegeven, ïn samenhang met
de oppevlaktespanning, is de luchtopname in een geconcentreerde stroom, zoals
de weigerende schuif straal. Deze is in werkelijkheid bij de Stormvloedkering
bij een groot verval orden groter dan in model. Hieraan is de nodige
aandacht besteed (M1451 [73]) , met als conclusie dat dit effect naar verwachting beperkt zal zijn en dat dit, zoal aanwezig, in werkelijkheid gunstig zal
uitwerken.
Een ander schaaleffect dat werd geconstateerd bij een vergelijking van een
kleinschalig (1:50) en grootschalig model (1:13!) van de weigerende schuif
situatie (M1460 [72]), is dat in het kleinschalig model de stroom meer tegen
de bovendorpel bleef "plakken" (bij afwezigheid van golven), mogelijk als
gevolg van minder beluchting in het kleinschalig model. Bij aanwezigheid van
enige verstoring van het wateroppervlak door golven zal een dergelijk effect
echter naar verwachting niet optreden. Overigens was dit effect erg afhankelijk van de vormgeving van de bovendorpel, die afwijkend was van de gerealiseerde dorpel.
Stroomloslating
Bij omstroming van afgeronde constructies kan een instabiele loslating van de
stroom optreden, afhankelijk van de schaalkeuze. Voor de latere vormgeving van
de pijlers was hier geen sprake meer van omdat de stroomloslating door de
scherpe hoeken gefixeerd was. Bij omstroming van stortstenen is een dergelijk
effect om dezelfde reden niet te verwachten.
Voor de instabiele loslating van de stroming achter schuivenfronten, die in
M1001 werd onderzocht (Q225 [75] en Q455 [47]), kan een omrekening naar
prototype-frequenties plaatsvinden via het getal van Strouhal:
-62-
S = u/(fB),
met
S
=
Strouhal-getal = constant (binnen zekere grenzen)
(-)
u
=
aanstroomsnelheld
(m/s)
f
=
loslaatfrequentie
(l/s)
B
=
aangestroomde breedte
(m)
Stabiliteit van stenen op een helling
Voor stenen op een helling moet rekening worden gehouden met de hoek van het
natuurlijk talud, die volgens Simons [76] diameter-afhankelijk is. Uit het
diagram van Simons blijkt dat voor grovere stortstenen deze invloed gering is
en dat alleen kleinere modelstenen (kleiner dan enkele centimeters) een kleinere hoek van het natuurlijk talud hebben. Dit houdt In dat bij dergelijke
steentjes op een talud de stabiliteitsproeven wat te conservatief zullen
kunnen zijn. Een duidelijke aanwijzing van dit verschijnsel, bijvoorbeeld uit
vergelijkende schaalproeven, is tot dusverre echter nog niet gevonden.
Hierna volgen nog de aandachtspunten voor de modellering van de geometrie van
de constructie en van het samenstellen van de steensorteringen voor de modellen van de Stormvloedkering.
Geometrie van de constructie
Hiervoor werd een realistische reproductie nagestreefd tot in een hoge mate
van detail. Voor de geschematiseerde pijlers van M1001 (die niet met het oog
op stabiliteitsonderzoek waren geconstrueerd) werden in dit verband aanpassingen gepleegd; opgemerkt moet worden dat verzakking van de modelopstelling in
M1001 achteraf een grote invloed bleek te hebben gehad (Q455 [47]). Dit geeft
aan dat een maatvaste geometrische reproductie bij constructies met een sterke
vernauwing
van het grootste belang is. In de overige gevallen was wel sprake
van een goede reproductie. Wel moet worden gesteld dat de steeds
veranderende
vigerende vormgeving van de kering tijdens de onderzoeksfase in de Pentagoot
heeft geleid tot het steeds weer opnieuw moeten beproeven van de nieuwe varianten.
-63-
Weergave yan__de steensorteringen
Dit betreft de weergave van de steenafmetingen, de dichtheid, de vorm van de
stenen en de stapeling. Hierbij kan gewoonlijk nooit aan al deze vereisten
geheel worden voldaan. Daarenboven worden de stenen vaak geverfd om de verplaatsingen te kunnen constateren. De
werkwijze is daarom als volgt. Bij
voorkeur wordt hetzelfde type stenen als in het prototype toegepast.
Vervolgens wordt een zeefmaat
geschat, gebaseerd op de gemiddelde massa van
de sortering en worden boven en ondergrenzen van de zeven vastgesteld.
Nadat zo een modelsortering is verkregen wordt een massaverdeling gemaakt van
een monster van de stenen. Indien dit te veel afwijkt van de prototypeverdeling wordt, hetzij met de hand hetzij met een nieuwe zeefgang, naar de gewenste verdeling toegewerkt. Vervolgens worden de stenen, indien nodig, geverfd, waarna een nieuwe bepaling van de soortelijke dichtheid nodig is (de
dichtheid kan hierdoor aanzienlijk afnemen!). Uiteindelijk moet de steenzwaarte van de geverfde stenen AD bij benadering overeenkomen met de steenzwaarte AD in prototype, waarbij de verhouding tussen beiden de lengteschaalfactor moet zijn; daarbij moet ook rekening zijn gehouden met de invloed
van zeewater en eventueel watertemperatuur. De reproductie van de gradering is
een secundair effect, behalve in het geval van zeer sterke graderingen, dat
bij het aflopen van de voorafgaande procedure een verwaarloosbaar effect zal
hebben. Dit geldt ook tot op zekere hoogte voor de vorm van de stenen, al
dient men daar kritischer tegenover te staan, waarbij vooral erg platte stenen
dienen te worden verwijderd.
Het in beschouwing nemen van de nominale dia-
meter D als kenmerkende diameter, waarborgt een redelijk reproductie van de
vorminvloed mits deze in grote trekken overeenkomt met die in werkelijkheid
(hoekig, rond).
Het weergeven van de laagopbouw van de stenen kan, blijkens de ervaring, beter
plaatsvinden door in het schaalmodel het gewenste aantal kg per m2 aan te
brengen, dan de stenen "op laagdikte" aan te brengen omdat hierin te grote
afwijkingen kunnen voorkomen. De juiste weergave van de onderlaag van de
stenen is alleen van belang bij forse, doorgaande schade (Q455 [47]).
Wanneer de diverse schaalmodellen van de Stormvloedkering onderling worden
vergeleken, waarbij de lengteschaal is gevarieerd van circa 1:10 tot 1:80, kan
worden gesteld dat een kleinschalige reproductie, bijvoorbeeld 1:80, goed
mogelijk is. Voorwaarde is dat de geometrie zeer nauwkeurig moet zijn nagebootst en dat de proeven en metingen nauwkeurig worden verricht.
-64-
4.3.2
Excessieve turbulentie
Tijdens metingen met behulp van een op de bodem van de grondverbetering geplaatst meetstatief werd geconstateerd dat er in het mondingsgebied van de
Oosterschelde veel grootschalige turbulentie aanwezig was, die een nadelige
invloed op de steenstabiliteit kon uitoefenen. In deze zin werd aan de hand
van een studie binnen de werkgroep EKOR ([7]) geconcludeerd dat er ten minste
5% aan excessieve laagfrequente turbulentie, met frequenties lager dan orde
0.1 Hz, als extra (statische) stroomsnelheldsverhoging In rekening moest
worden gebracht. Hierbij werd ook de eigen massatraagheid van een steen bij
verplaatsing In beschouwing genomen. Een beeld van de snelheidsschommelingen
in het prototype aan de bodem (waarbij de fluctuaties zijn uit gemiddeld over
1 minuut!) is gegeven in de navolgende figuur.
In eerst instantie werd daarbij naast een opgeschaalde normale gootturbulentie
gedacht aan een extra "macro-turbulentie" veroorzaakt door de grootschalige
vooroevergeometrie (EKOR [7] ). Nadere metingen in modellen (M1525 [77], M1898
f78], M1929 [79]), waarbij ook de invloed van de in aanbouw zijnde kering werd
betrokken, en de daaropvolgende analyse ( R2070 [80]) gaven echter een gecompliceerder beeld te zien; zo bleek ook de invloed van de kering op de turbulentie groot te zijn, terwijl een eenduidige topografische turbulentiestructuur niet kon worden vastgesteld; dit laatste kwam tot uiting in de grote
variatie in turbulentie, wat eerder wijst op de invloed van de lokale dan de
-65-
grootschalige bodemgeometrie. Nadere conclusies zijn echter moeilijk te geven
met het oog op het in dit opzicht te kleine aantal metingen. In R2070 [80]
worden methoden aangegeven volgens welke nadere studie aan dit verschijnsel
zou kunnen worden uitgevoerd. Opgemerkt moet worden dat de turbulentie- intensiteit op zich maar weinig groter is dan de normale grenslaagturbulentie in
goten; het is naar verwachting vooral de grootschaligheid van de fluctuaties
ten opzichte van de massatraagheid van de stenen die invloed heeft. Dit houdt
ook in dat stenen die op lengteschaal zijn opgeschaald maar weinig worden
beïnvloed door deze turbulentie; voor fijnere sorteringen is dit echter niet
het geval (stabiliteit van grind kan voor de Oosterschelde-omstandigheden niet
op schaal worden onderzocht), zodat hier de volledige bijdrage van de "excessieve" turbulentie moet worden meegenomen.
4.3.3
Stroombeeldomslag
De stroming door de kering is gekenmerkt door een sterke verticale gerichtheid
als gevolg van de sterke verticale vernauwing. Deze is van groot belang voor
de stabiliteit van de drempel, de aanstortingen en de overgangsconstructie.
Hierna is een schets gegeven van het principe van het "duiken" en het "nletduiken" van de straal.
^J
omslag ' a/b = l
as van straal in hst omslaggabtad
Voor de weigerende schuif situatie bij een groot verval blijkt er steeds
sprake te zijn van een min of meer duikende straal. In diverse onderzoeken is
aan het duiken
van de "weigerende schuif straal" aandacht besteed, zoals:
M1419 [81] voor de pijlers op putten, M1002-22 [49] voor de "pijlers op
staal", M1593 deel III [81] bij het onderzoek naar de belastingen op schuif en
dorpelbalk en M1451 [33] voor het defintieve ontwerp. De mate van duiken
blijkt daaruit afhankelijk te zijn van meerdere factoren, zoals:
-66-
*
relatieve vernauwing, en daarmee voor de kering het dorpelniveau
*
benedenwaterstand
*
verval
Bij een verandering van de richting van de straal verandert niet alleen de
intensiteit, maar ook de plaats van aantasting, waarbij een kleine verandering
in richting al een sterk veranderende aantasting te zien geeft. Als extra complicatie geldt verder nog dat de straal in verticale zin instabiel kan zijn
(ook bij afwezigheid van golven), getuige de onderstaande figuur uit onderzoek
M1593 deel III [82].
WATERSTAND ZEE
5tQ m * N.A P
WATERSTAND OS . 0,75 m + NA P
ONDERZIJDE SCHUIF
2,2 m - NA.P
Om.ACHtERZVOE SCHIJF
50 m
XX) m
ISO en
200 m
Ook kan er hysteresus optreden bij de omslag tussen duiken en niet-duiken voor
een toenemend dan wel een afnemend verval, zoals wel bij het schaalonderzoek
voor de weigerende
schuif situatie (M1640 [72]) werd waargenomen.
Een extreme vorm van richtingsgevoeligheid treedt op bij het sluiten van de
schuiven. Dit was eerst niet onderkend, omdat bij het onderzoek M1451 [48] was
gevonden dat de stabiliteit van drempel en overgangsconstructie verbeterde bij
een voor 5 tot 20 % gesloten (ofwel nog niet volledig geheven) schuif. Uit
nader onderzoek in het detailmodel M1001 (Q520 [48]) bleek echter dat er bij
een eerdere fase van openen bij ebverval een uitgesproken duikende straal
optrad, die de drempel en aanstortingen zwaar aanviel, zie de navolgende
figuur.
-67-
-68-
Zoals gesteld is de grote richtingsgevoeligheid van de uitkomende straal van
invloed op het stabiliteltsgedrag van de stortstenen constructies in de nabijheid van de kering. Een eenduidige vaststelling van het gedrag is echter niet
mogelijk, gezien de grote complexiteit en geometriegevoeligheid. Voor toekomstige ontwerpen is het wellicht beter om het ontwerp eerst te optimaliseren op
het stroombeeld en dan met name op de "stabiliteit van het stroombeeld". In
het ontwerpproces voor de Stormvloedkering is dit niet gebeurd, omdat de geometriewijzigingen steeds eenzijdig werden opgelegd, zonder daarbij de consequenties voor de steenbestortingen te betrekken.
4.3.4
Meandering
In het voorgaande is ingegaan op het gedrag van de weigerende schuif straal in
verticale zin. Echter, ook in horizontale zin Is het gedrag van de straal complex, in die zin dat deze doorgaans niet symmetrische verwijdt in benedenstroomse richting. In de ondiepe, nabij de oevers gelegen delen komt dit tot
uiting in een afbuiging naar de betreffende oever toe, hetgeen ongunstig is
voor de vooroeverstabiliteit. Bovendien is de horizontale meandering, die meer
in de diepe delen optreedt, dikwijls instationair.
Bij het diraensioneringsonderzoek voor drempel en overgangsconstructie M1451/
M11702/1750 [33], uitgevoerd in de 5 m brede Pentagoot, was de meandermogelijkheid van de straal beperkt. In deze goot lag de uitkomende straal meestal
aan tegen een wand; soms echter zwaaide de straal binnen een enkele proef ook
wel naar de andere kant. Voor deze situatie van een stroming in een niet te
breed kanaal, geldt dat de straal slechts symmetrisch spreidt wanneer de opening zeer klein of zeer groot is ten opzichte van de breedte.
Het zal duidelijk zijn dat de weergave van de straalspreiding in de Pentagoot
niet realistisch zal zijn geweest. Wel kon uit vergelijking met de stroombeelden in het M1001 model worden geconcludeerd dat dit effect voor de drempel en
het begin van de overgangsconstructie klein zal zijn geweest omdat daar nog
nauwelijks van enige spreiding sprake is.
Het onderzoek aan de bodeoiverdediging daarentegen kon in verband met deze
meanderingsverschijnselen alleen maar worden uitgevoerd in een "totaalopstelling", zoals in de sluitgatmodellen van M1001. Dit was met name van belang
-69-
voor de stabiliteit van deraatrandendie zich evenwijdig aan de stroomrichting
bij open kering bevinden.
Hetraeandergedragvan de straal ondergaat vermoedelijk een zekere stabilisering door luchtopname in het water, die in de werkelijkheid vele malen groter
zal zijn dan in model optreedt. Hierna wordt daar verder op ingegaan.
4.3.5
Luchtopname
Luchtopname vindt vooral plaats in situaties waarin de stroming een sterke
vertraging ondergaat, in combinatie met een watersprong. Voor de extreme omstandigheden van de Stormvloedkering met een weigerende schuif kan die luchtopname zeer groot zijn. In verband met schaaleffecten als gevolg van de oppervlaktespanning, kan de luchtopname in model niet op schaal worden weergegeven
(hiertoe zou de stroomsnelheid omgekeerd evenredig met de Froudeschaal moeten
worden geschaald). Luchtopname heeft tot gevolg dat de omzetting van energie
in het vertragingsgebied geïntensiveerd wordt. Dit resulteert bijvoorbeeld in
een "rustiger" stroombeeld bij de omzetting van een straal in woelbakken (e.g.
Bretschneider [83]). Ook wordt achter woelbakken in dat geval een reductie van
de ontgrondingen geconstateerd. Bij de eerder genoemde schaalseries uit M1460
[72], met schaalfactoren 13 en 50, kon
ook worden waargenomen dat de beluch-
ting bij het grootschalige model aanzienlijk was, terwijl deze bij het kleinschalige model nagenoeg ontbrak (in model moet de absolute stroomsnelheid
namelijk ruim boven 1 m/s komen, wil er sowieso luchtopname kunnen optreden).
De gevolgen van de luchtopname die in werkelijkheid zal optreden zullen zich
voor de weigerende schuif situatie waarschijnlijk beperken tot het stortebed
en de bodemverdediging, waarbij de stroomaanval ter plaatse naar verwachting
in geringe mate , maar wel in gunstige zin kan worden beïnvloed. Zonder een
diepgaande studie naar dit effect moet een kwantificering hiervan vooralsnog
achterwege blijven.
4.3.6
Secundaire stromings- en loslaatverschijnselen
Bij het onderzoek naar de Stormvloedkering zijn diverse onverwachte stromingsen loslaatverschijnselen geconstateerd, die van invloed (kunnen) zijn op de
stabiliteit van de nabij gelegen steenconstructies. Genoemd kunnen worden:
-70-
*
dwarsslingeringen tussen de pijlers (oud ontwerp)
*
spiraalstroom aan de bodem rond de pijlers na plaatsing
*
secundaire stromingen
*
secundaire stromingen aan Hjzijde van de breukstenen dammen in aanbouw
bij schuivenmanipulaties
Dwarsslingeringen
Bij de vroegere, afgeronde pijlers werden
in model sterke dwarsslingeringen
tussen de pijlers waargenomen, waarbij de waterspiegel bij bepaalde stroorasnelheden verticale fluctuaties vertoonde van meer dan 1 m prototype. Daarbij
waren de naastliggende poortjes met elkaar in tegenfase. Na de eerst constatering van dit verschijnsel in een smalle goot (M1329 [84]), waarbij nog werd
gedacht aan een door de goot opgelierd verschijnsel, werd dit fenomeen ook in
een basin met meerdere pijlers waargenomen (M 1408 deel I en deel II [85]).
Het verschijnsel kon worden verklaard uit de instabiele loslating van de
wervels aan de benedenstroomse kant van de pijlers, en kon bij dat onderzoek
ook theoretisch worden verklaard. In een volledige sluitgatopstelling is vervolgens gekeken naar de totale interferentie over het sluitgat; er bleek
geenszins een reductie op te treden (!), waarbij golfhoogten van 2 m konden
optreden. Er werd vervolgens een studie verricht naar maatregelen om dit verschijnsel te beperken (draden, "plitter plates" en dergelijke), overigens nog
steeds voor de pijlers-op-putten oplossing (M1436 [87]). De uiteindelijk gekozen hoekige vormgeving van de doorstroomopenening, waardoor gefixeerde loslaatpunten ontstaan, zorgt er thans voor dat de dwarsslingeringen hoegenaamd
niet meer op treden. De amplitude van de dwarsslingeringen, als functie van de
aanstroomsnelheld, is aangegeven in de navolgende figuur, ontleend aan M1001
deel 6 [86].
-71-
3
/
B
/
-H
•l
%
a 090
3
„ 0 70
3
V'
t-'r
-•Al
—
-
' »* IUr » "•
/
oi
mm
jS
^
™
- ^
v
.
\
\
••''
\
ii
0 30
V
''
*
010
'
f
S
s
f '
0
0,90
'00
«i
I 10
•
1
1,20
130
1,40
~+
gitot
—j
[03)
ü
tM
1,60
-——. ^
170
1.80
' ciQ
(m/i)
maï ö priors
drompal op
2i50m
oansflanwotar blond . 1 00 m
ü op 150m bovan&ll p o m i gomafan
Sgiraalstroming__rond de_£ÏJlers
Bij de omstroming van de pijlers na plaatsing, trad aan de bodem een hardnekkige spiraalstroming opt
met een sterke verhoging van de de bodemsnelheden,
zoals aangegeven in de volgende figuur. Deze stroomconcentratie beïnvloedde de
stroombestendigheid van de negatieve overlap en de nabij gelegen drempelkern
zeer nadelig.
i
VOO «Il 1,00
fc"2
136
1,63
^
1.54
1,90+
1.52
1,63*
, 1,52
1,71*
1 1,43
1.6B*
1.47
,75+
• 1,46
1,68*
1,83 i
fit
160
I
!££
V 1.4©
1.?1'
1,47
L 1,46
wy
1,56
*. gemiddelde snelheden
1, bodemsnelheden ( 2 m boven k r u i n )
o n d e r s t r e e p t e g e t a l l e n gelden v o o r bodemsnelheid,
n o r m e r i n g op m e e t v e r t i k a a l 2
-72-
De gevolgen voor de negatieve overlap waren des te schadelljker, omdat ook de
gladde ondermat reeds een ongunstige invloed op de stroombestendigheid van de
afdeklaag uitoefende.
Voor de drempelkern zelf veroorzaakte de spiraalstroming slechts een lokale
aantasting rond de flank van het pijlercaisson, die gezien de reserve aan
materiaaldikte ter plaatse geen ernstige vormen aannam (M1524 [26] en M1974
[23]).
De spiraalstroming had ook consequenties voor de interne stabiliteit van de
grindzak rond de pijlervoet na plaatsing van de pijler (RWS [88]); met name
het instabiele karakter van deze stroming bleek tot aanpassingen van de grindzak te leidden, welke nog te elfder ure konden worden aangebracht. Uit de
literatuur voor ontgrondingen rondom brugpijlers (e.g. Quadar [89]) kan worden
opgemaakt dat deze instabiliteit schaalafhankelijk kan zijn; alhoewel dit betrekking heeft op niet gefixeerde loslating, houdt dit ook voor de pijlers van
de Stormvloedkering een waarschuwing in voor te kleinschalig onderzoek naar
dit type verschijnselen.
Secundaire stroming bij schuivenmaniDulaties
Bij het onderzoek naar schuivenmanipulaties in M1001 (Q255 [75] en Q455 [32]),
is nagegaan wat de secundaire stromïngskenmerken (wervels met een verticale
as) waren voor verschillende schuivenconfiguraties, met het oog op de werkbaarheid van de toplaagstorter Trias en de Taklift IV. De volgende configuraties kunnen worden genoemd:
*
schuivenblok (meer gesloten schuiven naast elkaar)
*
fietsenrekken (om en om gesloten schuiven naast een schuivenblok)
*
brievenbussen (deels gesloten schuiven naast een schuivenblok)
*
combinaties van beide laatste typen
En-passant werd de stabiliteit van de drempel en overgangsconstructie bij deze
configuraties gecontroleerd. Een aaneengesloten schuivenblok bleek niet acceptabel in verband met de scheve aanstroming van de blokkenmatrand en sterk
geconcentreerde ontgrondingen achter de bodemverdediging. De fietsenrek-, de
brievenbus-
en de gecombineerde oplossingen bleken, binnen werkbare grenzen,
te voldoen, waarbij globaal een reductiefactor op het verval, ten opzichte van
de open kering, moet worden gehanteerd van 0.7. Bij de uitvoering was er
sprake van een dusdanige afstemming van schuivenfronten op de randvoorwaarden,
dat bepaalde grensvervallen niet werden overschreden.
-73-
Secundalre stroming aan Hjzijde van de breukstenen dammen in aanbouw
Bij de in aanbouw zijnde breukstenen dammen» in de situatie met een drempel op
NAP - 6 m, werd in het model in M1001 (M2028 deell [66]) een naar het midden
van het sluitgat gerichte stroming waargenomen» aan de lijzijde van de drempel
bij de teen, zie de navolgende schets. Deze stroming kon ook in het verplaatsingsbeeld van de stenen worden teruggevonden. In de proefopstelling in de
Pentagoot, M2028 deel II [68], kon deze stroming niet worden gemeten, wat
wijst op een grootschalige opwekking via dwarsverhangen over het sluitgat. Het
is duidelijk dat dit verschijnsel, dat ook bij de bouw van de dammen in werkelijkheid werd vastgesteld, zonder modelonderzoek niet vooraf zou zijn onderkend.
A «i '
» opporvtokto
p> bodom
doorsnede A-A
74-
5.
Nabeschouwing
-**^
ontwerpmethoden
Af deklaag grondverbetering
De onverwachte constatering van transport van het grovere grind, dat de afdeklaag vormde van de grondverbetering, was begin 1982 aanleiding tot het instellen van de werkgroep EKOR (^evaluatie korrelstabiliteit) met het doel een fundamenteler inzicht te krijgen in de tegenvallende stroombestendigheid, overeenkomstig de RWS nota [2].
De eindrapportage van de werkgroep KKOR is in
[7] vastgelegd. Als belangrijk
bijproduct van de werkgroep-activiteiten werd een probabilistisch transportvoorpellingsprogramma ontwikkeld: "KORROL", ' als vervolg op het programma
FAALKANS, en beschreven in de bijlagen van [7]. Het programma houdt rekening
met overschrijdingsduren van transportniveau's en bleek zeer bruikbaar voor
een directe vergelijking met de met een statiefopstelling gemeten transporten.
Verder werden verklaringen gevonden voor de vermeende discrepantie tussen de
experimenten en de werkelijkheid. De belangrijkste waren:
1. Voor lange expositieduren is het gevaarlijk om een Shieldscriterium, uitgedrukt in een zekere waarde van iji, te hanteren en kan beter de verwachtingswaarde van het cumulatieve transport worden aangehouden. Dit kon worden geconcludeerd uit een vergelijking van de grindvangsten met het meetstatief
en een voorspelling met transporten volgens
gecorrigeerde relatie van
de voor viscositeitsinvloed
Paintal (welke afleiding is beschreven in [8]:
De helft van de discrepantie kon hiermee worden verklaard).
k
2. De bodemruwheid was te optimistisch ingeschat, C bleek circa 50 m /s te
zijn in plaats van de aangenomen 60 ra /s. Dit kon worden afgeleid door afregeling van de C in
KORROL aan een vijftal grindvangsten met het statief.
Ook kon dit met nadere beschouwingen over vorm- en oppervlakteruwheid
aan-
nemelijk worden gemaakt. Hierbij moet worden opgemerkt dat voor het transport de lokale waarde van C maatgevend is; ook bleek dat slechts circa een
derde deel van de waterdiepte een logaritmisch verloop vertoonde, zodat
niet de volledige waterdiepte kan worden ingevoerd in de formule voor C.
-75-
3. In een estuarlura-achtige omgeving is sprake van extra grootschalige turbulentie. Ten dele kan deze waarschijnlijk worden opgevat als "opgeschaalde"
turbulentie, vergelijkbaar met normale gootturbulentie. Van een ander deel
wordt echter aangenomen dat deze wordt veroorzaakt door grootschalige geometrische elementen, zoals de vooroever, de uitgevoerde werken, en dergelijke. In verband met de te verwaarlozen traagheid van de stenen in het
prototype moeten beide turbulentie-bronnen, voor zover het gaat om frequenties van orde 0.1 Hz of lager, als quasi-statische belasting in rekening
worden gebracht. Een
voorzichtige schatting is dat aldus tenminste 5% als
statische snelheidsverhoging in rekening moet worden gebracht.
4. Bij een flauw oplopende ophoging is er sprake van een verhoogde stroomaanval op het oplopende talud; deze invloed werd voor de grondverbetering geschat op een faktor 1.1 tot 1.2 (op de stroomsnelheid).
Voor een voorspelling van werking van de grindafdekking voor de resterende
termijn, bleef er het moeilijke probleem van de grote afhankelijkheid met de
onzekere stroomvoorspelling (vergelijk de grote gevoeligheid van het transport
volgens Paintal voor de stroomsnelheid). Dit kwam tot uiting in een zeer grote
gevoeligheid van de transportvoorpellingen bij variatie van de geaccepteerde
faalkans, met andere woorden; er werd altijd nog een zekere kans gevonden dat
de afdekking zou falen (hiervoor was een arbitraire waarde van 1.000 kg/m/jaar
gedefinieerd).
Ook is het inzicht In het optreden van de werkelijke lokale stroomsnelheden in
de bouwfase onvoldoende geweest, een manco dat zich ook in latere opbouwfasen
nog deed gevoelen. Bij de prognose van stroombestendigheld was aanvankelijk
gekoerst op verwachtingswaarden en bleven spreidingen in belasting en sterkte
buiten beschouwing, hetgeen in eerste instantie met het oog op de niet zo
ernstige gevolgen van falen van de afdeklaag ook wel acceptabel leek.
Als belangrijkste oorzaak van het onderschatten van de stabiliteit kan worden
genoemd het niet onderkennen van het mechanisme waardoor falen optrad: het
resulterend transport van het grind over de relatief lange expositieduur waarover transport plaatsvond. Bij eerste oriënterende berekeningen was uitgegaan
van een zekere acceptabele waarde van de Shields-parameter, aanvankelijk 0.045
en later 0.030. Hoewel bekend is dat onder dergelijk belastingniveau's nog wel
enig transport kan optreden, zal dat gewoonlijk, voor zelden voorkomende ex-
-76-
treme ontwerpcondities, niet tot falen leiden. In dit geval was echter sprake
van een zodanig regelmatig optredend transport tijdens de overligtijd van
circa 1.5 jaar, dat het cumulatieve transport veel te groot bleek te zijn voor
de Shields-waarde van 0.030. Deterministisch gezien had in dit geval een
waarde moeten worden aangehouden van circa 0.015 tot 0.020! Zoals gesteld werd
het transportgebeuren
in later stadium wel in beschouwing
genomen, met behulp
van het rekenprogramma K0RROL.
Voor wat betreft de toepasbaarheid van K.0RR0L moet worden opgemerkt dat dit
rekenprogramma strikt genomen alleen voor uniforme stroom geldt. Niettemin kan
het ook bruikbaar zijn als er sprake is van het gevaar van lokale doorslijting, bijvoorbeeld op de kruin van een stenen drempel. Wel moet voor die
situatie de effectieve stroomsnelheid worden geschat en moet het bezwijktransport worden geschat aan de hand van de lokale condities (kenmerkende erosielengte en dergelijke).
Dankzij het inzicht vergaard met de afdeklaag van de grondverbetering, werd de
ernstige problematiek met de erosiebescherming van de negatieve overlap nog
juist op tijd onderkend.
5.2
Negatieve overlap
De gang van zaken bij de negatieve overlap overziende, kan worden geconcludeerd dat de stroombestendigheid van de overlap zeer veel kleiner was dan
vooreerst was ingeschat. Ter illustratie kan worden gesteld dat de afdeklaag
40-250 mm in ongestoorde condities bestand is tegen een stroom van ruim 4 m/s,
bij de waterdiepte in de Oosterschelde. Uit M1934 [17] bleek echter dat bij
een pijlerfront een stroomsnelheid van slechts ruim 1 m/s toelaatbaar was. Dit
betekent een invloedsfactor op de stroomsnelheid van circa 3 of meer, terwijl
in eerste Instantie gerekend was op een faktor van 1.5! Deze onderschatting
betekent een factor 4 of meer op de benodigde materiaaldiameter.
De belangrijkste oorzaken hiervoor waren de volgende:
*
Door de pijlers werd een lokale zeer sterke spiraalstroom gegenereerd, die
extra aanval op de rand van de overlap veroorzaakte.
*
De gladde ondermat gaf een glijbaaneffect, waarover de stenen gemakkelijker
werden verplaatst. Dit blijkt uit de 10 maal zo grote transporten ter
-77-
plaatse van de rand ten opzichte van de kruin. Dit blijkt ook uit de kleinere afname van de transporten bij toenemende steendiameter, dan volgens de
theorie zou zijn te verwachten (M1934 [17]).
*
Ter plaatse van de rand van de overlap was een kleine erosiebuffer aanwezig: alle verplaatste stenen waren ook verloren voor de overlap, terwijl
tevens de laagdikte erg klein is aan de rand zodat slechts een zeer klein
eroslef transport toelaatbaar was. De relatie tussen erosief en feitelijk
transport voor de rand is in M1934 [17] afgeleid. Ter illustratie kan
worden
gesteld dat voor de rand slechts een transport van 1 kg/m2/uur toe-
laatbaar werd geacht (werkgroep ENEG [18]), tegenover gewoonlijk 100
kg/ra2/uur op de kruin van de overlap.
Evenals bij de afdeklaag van de grondverbetering bleek de probabilistische
rekentechniek beperkt bruikbaar te zijn, als gevolg van de grote spreiding in
de voorspelde transporten; er was bijvoorbeeld in een bepaald geval 90 % kans
op overschrijding van 10 kg/ra2/uur en 10% op 1000000 kg/m2/uur, ofwel een
factor 100000 tussen de genoemde grenzen! Gesteld werd dan ook wel dat met
deze methode alle constructies kapot konden worden gerekend, waarbij de keuze
van de toelaatbare faalkans als arbitraire waarde een moeilijk probleem
vormde. Ten dele leek deze grote gevoeligheid inherent aan het verschijnsel
(grote afhankelijkheid van het tranport met de stroomsnelheid), zodat daarmee
terdege rekening moest worden gehouden, bijvoorbeeld in de zin van een stringente bewaking. Anderszijds diende uit praktisch oogpunt toch meer gesteund te
worden op de deterministische benadering, met velligheidscoëfficiënten. Bij
het ontwerp is hier het meest op gesteund.
Bij de grindwiepenmat bleek het gaas van de grindkorven corrosiegevoelig te
zijn; dit had consequenties voor het drempelbedrijf met het oog op zo snel
mogelijk aanbrengen van de afdeklaag (eerste onderlaag van de drempelopbouw).
bron: M 1940 (16)
proefopstelling n. = 4 met funderingsmat
proefopstelling n
= 12 met gladde ondergronc
MECHANISMEN ONDERZOEK NEGATIEVE OVERLAP
bron: M 1934 (17)
overzicht schadebeeld bij een aanstroomsnelheid
van 1,89 m/s
detail schadebeeld bij een aanstroomsnelheid
van 1,89 m/s
KWANTITATIEF ONDERZOEK NEGATIEVE OVERLAP MET PIJLERS
-80-
5.3
Drempelopbouw
Bij de drempelopbouw was er sprake van zeer vele uitvoeringsfacetten, zoals
het aansluiten bij de voorgaande bedrijven van het mattenleggen en het pijlerplaatsen, de opschoningsprobleniatiek, het verdichten en de kwaliteitsborging
van de aangebrachte lagen. Voor wat betreft de opschoningsprobleniatiek kan
bijvoorbeeld het opschonen van de "slootjes" worden genoemd, dit zijn de ruimten tussen de negatieve overlap en de bovenmat; ter elfder ure werd onderkend
dat zandinsluiting in de slootjes niet acceptabel was met het oog op mogelijk
doorgaande spleetvorming na aanbrengen van de drempellagen. Het bleek derhalve
nodig alle slootjes op te schonen door duikers.
In het navolgende zullen belangrijke conclusies worden aangegeven voor de opbouw van de drempel, zoals ten dele ook vermeld in de Evaluatienota van de
drempel [29]. De randvoorwaardenvoorspelling is voor de drempelopbouw zeer
belangrijk geweest. Bij de drempelopbouw moest nog op stroomsnelheden worden
gestuurd; ter illustratie van de hiervoor benodigde inspanningen wordt vervolgens hierop in het kort ingegaan.
Algemeen
*
De communicatie bleek te worden verstoord door een niet soepele overgang
van het ene bedrijf (bijvoorbeeld mattenleggen) naar het drempelbedrijf.
*
De steenkwaliteit bleek in een aantal gevallen tegen te vallen in die zin
dat er een zekere verfijning was opgetreden.
*
De filtermatten bleken schadegevoelig te zijn (vermoedelijk vooral voor
ankerdraad beschadiging); bij toeval werden beschadigingen aan de filtermatten ontdekt. Door de opvolgende drempellagen en de verdere opbouw van de
overgangsconstructie hebben dergelijke beschadigingen naar verwachting geen
ernstige gevolgen.
*
De slootjes konden goed worden opgeschoond door duikers, hetgeen overigens
wel een forse inspanning vergde.
Ontwerp- en onderzoeksmethode
*
De gehanteerde stuurparameter Q/A in de as van de poortjes bleek een bruikbare parameter, mede omdat dit goed aansloot bij de voorspelrandvoorwaarden. Een lokale, feitelijke stroomsnelheid bleek bijvoorbeeld niet goed te
werken vanwege de complexiteit van het detailstroombeeld. Overgang naar de
-81-
vervalparameter zal voor deze opbouwfase naar verwachting niet wenselijk
zijn geweest, door de relatief kleine vervallen en de grote gevoeligheid
van de stroomsnelheid bij een kleine vervalwijziging .
Overigens kan dit uit een nadere
gemaakt worden,
analyse van de modelgegevens niet "hard"
omdat hiervan geen vervalmetingen beschikbaar zijn. Om de
Interpretatie en om de rekeninspanning bij de stroomvoorspelllng te verkleinen werd een "classificatie" nagestreefd van bouwfrontsituaties, onderzoek M1898 [25].
*
De systematische aanpak ten aanzien van de randvoorwaarden- en daaruit afgeleid de erosievoorspelling heeft in grote lijnen goed voldaan. Als stabiliteitscriteriura werd aangehouden: een kuildiepte in de orde van een halve
meter op de meest ongunstige plaats rond de pijlerflanken. Een beter
inzicht in de schadegevoeligheid in de nadere gebieden was achteraf erg
nuttig geweest voor de uitvoering. Hetzelfde geldt voor het verkrijgen van
inzicht in de gevoeligheid van uitvoeringsafwijkingen, zoals dunnere lagen,
onregelmatige storthoogten en lokaal steilere taluds. Verwacht wordt dat
een uitgebreid modelonderzoek ( mechanismen- en gevoeligheldsonderzoek)
veel aanvullend stortwerk, verdichtingswerk en detailanalyses had kunnen
voorkomen.
Gezien de marginale stabiliteit van bepaalde drempellagen moet het onderzoek overigens sowieso als enigermate te beperkt en oriënterend worden beschouwd.
*
De inspectiemogelijkheden waren niet op het schadecriterium afgestemd. Een
kleine aantasting kon niet worden gedetecteerd, mede door het onregelmatige
stortprofiel (vooral bij de kern van de drempel). In dergelijke gevallen
dient derhalve een ruimere schade in beschouwing te kunnen worden genomen
(hierop moet het ontwerp dan wel zijn afgestemd) of er moeten betere inpectiemethoden worden ontwikkeld.
*
De arbitraire waarde van 5% faalkans die in de probabilistische berekeningen werd gehanteerd, lijkt aan de veilige kant te zijn geweest, gezien de
geringe geconstateerde erosieproblemen.
*
Een theoretische afdeklaag van 1.5 D, die uit filtertechnisch oogpunt voldoet, blijkt in de praktijk niet goed haalbaar. Voor geometrisch gevoelige
constructies wordt aanbevolen een laagdikte van minimaal 2 tot 3 D aan te
houden.
-82-
Aan de uitvoering zijn vele adviezen verstrekt ten aanzien van vragen rond de
stroombestendigheid van de drempellagen. Dit had met name betrekking op planningswijzigingen, waardoor erosiegevoelige lagen langer dan normaal onafgedekt
bleven en op wijzigingen in de toe te passen steensortering. Door de systematische aanpak van de dimensioneringsmethode en van het erosiebewakingssysteem
konden de vragen doeltreffend worden beantwoord.
Ter illustratie van de benodigde inspanning voor de randvoorwaardenvoorspelling wordt hierna in het kort ingegaan op deze voorpeiling. Daarbij werden
lange termijn (meer dan een half jaar vooruit), middenlange termijn (1 week
tot een half jaar vooruit) en korte termijn (1 tot 2 dagen vooruit) voorspellingen gedaan. Bij de laatste zijn meteo-effecten inbegrepen.
Met de lange termijn voorspellingen, bestaande uit Q/A assnelheden voor gemiddeld getij (op te schalen naar springtij, doodtij, etcetera) konden werkbaarheidsverwachtingen worden gemaakt ten behoeve van de lange termijn planning.
De assnelheden konden met "vertaalfactoren" naar andere plaatsen worden vertaald*
De middenlange termijn voorspellingen zijn vooral bedoeld voor de werkvoorbereidingen werkplannlng. Hierbij werden snelheidskrommen samengesteld voor de
van belang zijnde poortjes, waarmee kenteringvensters kunnen worden bepaald.
Ter toelichting moet worden gesteld dat de werkvensters voor de storten tussen
0.5 ra/s vloed en eb lagen.
De korte termijn voorspellingen bestonden uit drie maal daags te verschijnen
snelheidskrommen voor de stortlocatie, waarin meteo-effecten zijn verdisconteerd. Om zeer kortstondige afwijkingen te kunnen identificeren werd daarnaast
een referentiepunt-voorspelling gegeven, van welk het actuele verloop op de
steenstorters met een snelpeilsysteem kon worden bewaakt (vergelijk dat dit
met het lokatie-meetpunt niet kon, omdat de steenstorter nog niet op lokatie
behoefde te zijn). De afwijkingen van de referentiepunt stroomsnelheid gaven
voldoende zicht op de zeer kort termijn veranderingen van het werkvenster.
Voor wat betreft de kwaliteitsbewaking werd er een tweetal methoden gehanteerd:
-83-
*
vooraf signaleren op welke locaties en op welke tijdstippen de kritieke
snelheden zouden worden overschreden, eerst op basis van verwachte snelheden en daarna op basis van de feitelijke opgetreden snelheden.
*
achteraf vroegtijdig signaleren of erosie is opgetreden.
Op grond hiervan konden eventueel maatregelen worden getroffen, zoals:
zwaarder materiaal aanbrengen, planning aanpassen, extra inspecties uitvoeren of repareren.
Zoals eerder vermeld kon met de sonar geen duidelijke kuilvorming worden gedecteerd, in verband met de grote oneffenheden van de storten. Pas bij het
blootkomen van een onderliggende laag zouden de afwijkende steendiameters
kunnen zijn ontdekt. Dit is overigens niet waargenomen.
Beginnende erosie kon feitelijk alleen worden geconstateerd ter plaatse van de
pijlervoet voor de uitvullaag; deze diende namelijk de voet juist te bedekken,
terwijl bij erosie van de voet deze zichtbaar werd op de sonar. Dit is een
aantal keren waargenomen bij snelheden rond de kritieke berekende snelheden.
bron: M 1974 (23)
aanstroomsnelheid 1,71 m/s
aanstroomsnelheid 2,28 m/s
OPBOUWFASE 1 en 2
aanstroomsnelheid 1,72 m/s
aanstroomsnelheid 2,30 m/s
OPBOUWFASE 3
BEELD VAN DE AANTASTING VAN DE DREMPELOPBOUW BIJ SCHEVE AANSTROMING
-85-
5.4
Drempeltoplaag en aanstortlngen
Het ontwerp en het onderzoek van de drempeltoplaag en de aanstortlngen Is een
snel wisselend gebeuren geweest dat een zeer snel reageren op gerezen of geconstateerde problemen nodig maakte. Dankzij de korte lijn tussen het ontwerpgebeuren enerzijds en het onderzoeksgebeuren anderszijds, waarbij vooral ook
de stationering van "onderzoekers" bij de RWS-bouwdiensten moet worden genoemd, kon adequaat met ad-hoc onderzoek worden gereageerd. Het was een voordeel voor deze bouwfase dat de interpretatie van de onderzoeksresultaten, de
sturing van de uitvoering (schuivenfronten en dergelijke) en de kwaliteitsborging werd vergemakkelijkt doordat kon worden overgegaan op het verval als
stuurpararaeter.
Omdat het totaal van het ontwerp- en onderzoeksgebeuren een losse, direct probleemgerichte structuur had kunnen er nauwelijks algemeen geldende conclusies
worden getrokken. Daarom wordt volstaan met enkele van de meest saillante
punten aan te geven.
*
Evenals bij de drempelopbouw werd de steenkwaliteit niet altijd geheel gehaald; in bijvoorbeeld M2169 [43] is hieraan aandacht besteed.
*
Veel van belang zijnde aspecten werden aanvankelijk niet of niet voldoende
onderkend* Genoemd kunnen worden:
*
-
mosselaangroei
-
materiaalverplaatsing in de spleet onder de dorpel
-
indringing van de aanstortlngen in de spleet
-
blokkenstapelingsproblemen (Oosterschelde zijde)
-
effect van open ten opzichte van dichte kering voor het drukverval
-
sterk duikende straal bij heffen van de schuiven
Het ontwerp van drempeltoplagen en aanstortlngen kan worden gekenschetst
als "limit-design". In verband hiermee is het onderzoek veelal gericht geweest op het vaststellen van bezwijkmarges, als onderdeel van de probabilistische veiligheidsbenadering.
Het zeer uitgebreide dimensioneringsonderzoek [33], met een onderzoeksvolume
in de orde van 5 miljoen gulden, werd gekenmerkt door een zeer grote gevoeligheid van het stroombeeld en daarmee van de schade voor kleine geometriewijzigingen, zoals:
-86-
-
dorpelniveau
-
dorpelvorm
-
vorm drempel en aanstortingen
-
vorm schuif
-
doorlatendheid drempel
De grote gevoeligheid van heC stroombeeld maakte het ook noodzakelijk dat van
vrijwel elke wijziging In het ontwerp de consequenties voor de drempel en
overgangsconstructie moesten worden vastgesteld. Ook bleek een groter verval
niet altijd tot grotere schade te lelden, als gevolg van stroombeeldwijzigingen (invloed schuif en bovendorpel en dergelijke). Het gevolg is dat de gehanteerde veiligheid in de belasting (het verval) hier niet consistent is met de
veiligheid in de steenzwaarte (die
in het ontwerp wordt nagestreefd).
Achteraf bezien, was het een meer zinvolle werkwijze wellicht geweest om het
ontwerp van de doorstroomopenening van de kering meer te optimaliseren op het
stroombeeld en de steenstabiliteit. Als voorbeeld moet de dorpelbreedte worden
genoemd, die een dorpelniveau-afhankelijk stroomregiem veroorzaakt. Het is
duidelijk dat bij de Stormvloedkering de tijd voor een dergelijke systematische aanpak heeft ontbroken, zodat noodzakelijkerwijs van het ene naar het
andere problem moest worden "gehold".
Ten aanzien van de niet onderkende schademechanismen kan worden geconcludeerd
dat een specifiek mechanismen- en gevoeligheidsonderzoek, voorafgaande aan de
feitelijke diraensionering, zinvol was geweest en een hoop "narigheid" had
kunnen besparen.
bron: Q 520 (48;
schade bij open poortje, dorpelbalk op NAP -8,5 m
schade bij gedeeltelijk gesloten poortje,
dorpelbalk op NAP -8,5 m
AANTASTING DREMPEL EN OVERGANGSCONSTRUCTIE
-88-
5-5
Overgangsconstructie en bodemverdedigging
De onderzoeksaanpak voor de overgangsconstructie en de bodemverdediging wordt
gekenmerkt door een opdeling van onderzoek voor de verschillende onderdelen:
de overgangsconstructie, de asfaltmastieklaag en de blokkenmat. De overgangsconstructie ligt hierbij in de directe nabijheid van de stroomvernauwing
(weigerende schuif straal) en werd doorgaans bij het onderzoek naar de drempeltoplaag in beschouwing genomen; de asfaltmastieklaag ligt in een gebied
waarin de opdrukkende krachten door de grondwaterstroraing bij een groot verval
acceptabel zijn, maar waar een grote stabilteit voor de overtrekkende stroom
benodigd is. De blokkenmat is voldoende ver van de kering verwijderd om, voorzien van enige ballast, stabiel te zijn voor overtrekkende stroom en de ondergrond van uitspoeling te vrijwaren. Voor een uitgebreide beschrijving van het
ontwerp van de bodemverdediging wordt verwezen naar de Ontwerpnota bodembescherming deel I (blokken- en steenasfaltmatten) en deel II (asfaltmastiekstortebed) [45].
Een van de meest saillante ervaringen tijdens de bouw van de verdediging was
dat er een aanzienlijke schade aan de verdediging was toegebracht door de uitvoeringshandelingen tijdens de bouw van de kering. Dit heeft geleid tot het
plaatselijk bestorten van delen van de blokkenmat. Ook de Intensivering van de
belastingen in de bouwfase, door het werken achter schuivenfronten, heeft
geleid tot het uitvoeren van aanvullend bestortingswerk, dat werd ingepast in
de verzwaringen die nodig bleken voor de eindfase belastingen, vandaar de
term: "bouw- en eindfase bestortingen". Opmerkelijk is de integratie van de
benodigde bestortingsomvang in het inspectie- en onderhoudsgebeuren. Zo zijn
er gebieden gedefinieerd waarin de ontgrondlngscapaclteit zodanig klein is dat
regelmatig geïnspecteerd kan worden en eventuele lokale erosie kan worden
"gevolgd", waarna een besluit kan worden genomen voor het al dan niet afstorten. Nagegaan zal worden in hoeverre optimalisatie van Inspectie en onderhoud
in deze zin mogelijk is. De schadegevoeligheid geeft wel aan dat een zeer
scherp ontwerp, met zijn intensieve bewaking en uitgebereide onderhoud, voor
dit soort omstandigheden moet worden afgewogen tegen een meer robuuste verdediging.
Ten aanzien van de overgangsconstructie kan voor de weigerende schuif situatie
hetzelfde worden aangevoerd als voor de drempeltoplaag, de grote gevoeligheid
-89-
van het stroorabeeld voor kleine veranderingen in de geometrie of in de omstandigheden. Die gevoeligheid deed zich zelfs voor de overgangsconstructie nog
sterker voelen, omdat ter plaatse de weigerende schuif straal ook nog een instabieler karakter ging vertonen (in verticale zin stuiteren en in horizontale
zin meanderen). Bij de overgansconstructie waren een tweetal kritieke toestanden vooreerst niet onderkend:
*
situatie van een dorpelfront
*
situatie van open kering bij ebverval.
De grote invloed van het tijdsverloop op de schade bleek eveneens niet voldoende duidelijk, zie Berendsen [90]. Verder moet worden aangetekend dat de
zeezijde bestortingen waren gedimensioneerd op de situatie van weigerende
schuif bij ebverval, dat als maatgevend werd verondersteld. Nadat twijfels
waren gerezen omtrent deze aanname (eerste resultaten Q455 [47]), bleek de
weigerende schuif toch maatgevend te zijn (vervolgproeven Q455 en analyse
Berendsen [90]).
De asfaltmastiekconstructie betekende een voordelige constructie die vooraf
kon worden aangebracht. Deze werkwijze noopte wel tot een zeer strenge kwaliteitscontrole van de aangebrachte lagen. Diverse onderzoekingen naar de belastingen (stroom- en verhangbelasting), inzanding, omklappen van randen, de gevolgen van een gat in de mastiek en dergelijke, hebben hebben voldoende vertrouwen in deze constructie kunnen verschaffen.
De blokkenmatten zijn kenmerkend voor de Stormvloedkering:
geprefabriceerd en in massale omvang gefabriceerd. De constructie is aanvankelijk gedimensioneerd op de sterkte van de kopse kanten (randbalken), zoals ter
plaatse van de aanzethelling, en het matgedeelte zelf voor rechte stroomaanval. Later is de sterkte van de zijranden in beschouwing genomen, bijvoorbeeld
voor een sterk meanderende weigerende schuif straal en uitwisselingsstromen
achter schuivenfronten. Ook is de sterkte van de blokkenmatten aangepast aan
de uiteindelijke eisen en zijn de bouw- en eindfase bestortingen vastgesteld.
De onderzoeksaanpak hiervoor heeft in grote lijnen voldaan: het bleek mogelijk
om relatief kleinschalig onderzoek te doen voor een geheel sluitgat in een opstelling, met ondersteuning van schaalonderzoek in goten (M2010 [56]). De reproductie van een groot deel van het onderzoeksgebied is daarbij essentieel
geweest in verband met de te reproduceren verschijnselen, zoals grootschalige
meandering, neren, uitwisselingsstromingen, en dergelijke.
bron: M 2010 (56)
stromend model, schuiven-
schadebeeld door stroom _L
front, vloed
matrand, schuivenfront, eb;
zijrand en randbalk
instabiel
ym
W fJm
"
mm W%
-^M|pM
^IP"***
schadebeeld door stroom //
matrand weigerende schuif,
vloed, A h = 7 m; overgang
en randbalken instabiel
schadebeeld door stroom //
matrand weigerende schuif,
eb, A h = 2,4 m; gevaar
voor omklappen tot 240 m
IMPRESSIES VAN HET ONDERZOEK VOOR DE BODEMVERDEDIGING
-91-
5.6
Breukstenen dam
De bouwfase van de breukstenen dammen wordt gekenmerkt door overtrekkende
stroming en golfwerking. Twee kenmerkende "overligsituaties" kwamen voor: een
drempel met een kruin op NAP -6m en een gedeeltelijk opgebouwde bovenbouw met
een kruin op NAP -Mm. Een tussenbouwfase was die van het uitrijden van de kern
van de bovenbouw over de drempel heen. Dit gebeurde vanaf de damaanzetten. Aan
de belastingkant was kenmerkend de sterke toename van de belasting (stroomsnelheden/verval) door de dorpelbalkplaatsingen en door het manipuleren met
schuivenfronten, aan welke laatste sterke beperkingen moest worden opgelegd
met het oog op de stabiliteit van de breukstenen dammen in aanbouw.
Met de gevolgde ontwerp- en onderzoeksmethodiek kon een bevredigende oplossing
worden verkregen voor wat betreft de uitvoeringsmogelijkheden. Verwezen kan
worden naar de RWS notitie [61] en de evaluatienota Breukstenen dammen [62].
Schade is nimmer geconstateerd dankzij de afstemming van de opbouwsituaties op
de totale bouwplanning en de afstemming op de randvoorwaarden (dit gold vooral
voor de schuivenfronten en de uitbouw van de kern van de bovenbouw).
Het belang van het uitgevoerde modelonderzoek is evident. Bijvoorbeeld bij het
bepalen van het ontwerpprofiel, dat wat beschikbare materialen betreft aan de
grens van de mogelijkheden zat (M1631 deel I [65]).
Echter ook voor de eerdere bouwfasen was modelonderzoek onontbeerlijk bij de
bepaling van de sterkte van de drempel (overligtijd orde 1 jaar!) en de uit te
rijden kern van de bovenbouw (M2028 deel I [66]). De invloed van de golfwerking bij stormorastandigheden tijdens de bouw is eveneens via modelonderzoek
bepaald (M2028 deelll [68]); interessant was daarbij de combinatie van golven
en relatief sterke stroming over de drempel.
De volgende onvoorziene verschijnselen zijn bij die onderzoeken geconstateerd,
zie ook de navolgende schets:
*
De pijlerinvloed, waarvoor eerst wel een factor 2 op de stroomsnelheid was
aanghouden, was nauwelijks aanwezig. Dit werd veroorzaakt door de zwaardere
stroomaanval op het benedenstroomse deel van de kruin (de stroom is daar
als het ware opgelegd). Geconcludeerd kan worden dat het toepassen van
het
"superpositiebeginsel" voor de aanval rond de pijlerkop hier veel te
conservatief was.
-92-
*
De aanval op de onderbouw was vooral geconcentreerd op het benedenstrooms
talud, als gevolg van een naar het midden van het sluitgat gerichte onderstroming. Dit was vooral het geval bij een gedeeltelijk uitgebouwde dam.
Opvallend was dat daarbij de aanval op de kruin afnam.
*
De golfinvloed kan door stroomafvlakking worden opgevat als een quasistatische snelheidsverhoging, te superponeren op de overtrekkende stroming.
• pljarlnviood (A) klotn, want stroom aan val Is geconc on treerd fat; 8
• nplraolotromlng (c) he«ft voel Invlosd
• starka golfafvtakkïng door atarke stroming ( H , , T
^ ^ 2 '
'
Een ander punt is de gehanteerde stuurparameter: de Q/A-stroomsnelheid en
(nog) niet het verval. De analyses ten behoeve van het ontwerp hebben met de
Q/A-snelheid plaatsgevonden, wat achteraf bezien misschien eenvoudiger en
zelfs beter met het verval had kunnen gebeuren. Een aanwijzing in deze richting volgt uit een nadere analyse van de proefresultaten M2028 deell [66],
zoals in de bijbehorende Annex is opgenomen. Met de Q/A-benadering is er dan
ook noodgedwongen te conservatief gedimensioneerd. Een oorzaak daarvoor is
vooral de onevenredigheid van de stroomsnelheid boven de damkruin en het ingestelde debiet bij een vaste benedenwaterstand. Bij extreme omstandigheden, in
de situatie dat alle dorpels zijn geplaatst, treedt namelijk volkomen afvoer
op in de naastliggende, ondiepe poortjes, waardoor de bovenstroomse waterdiepte toeneemt. Het gevolg is dat de feitelijke stroomsnelheid boven de kruin
minder dan evenredig toeneemt, wat gunstig is voor de stabiliteit ter plaatse.
Omgekeerd betekent dit dat de in het model van M2028 deel I ingestelde debieten, tot het 1.5 maal het 1/jaars debiet toe, irreëel hoge vervallen veroorzaakten, zeker wanneer de te lichte modelbestorting In beschouwing wordt genomen .
Bij het verval als "harde" stuurparameter had hier sneller inzicht kunnen
worden verkregen in de realiteitswaarde van de ingestelde situaties. Uit de
analyse van het verval in de appendix blijkt, met Inachtneming van een veilig
-93-
heidscoefficient van 1.5, dat de afdeklaag 1-3 ton van de onderbouw zonder
meer stabiel is bij de mogelijk optredende omstandigheden.
Eenzelfde analyse is uitgevoerd voor de toplaag van de drempel in de midden
van de Roompot ingeval van een dorpelfront, zie de appendix. Ook hier blijkt
de grote gevoeligheid van de schade bij een kleine toename van de
Q/A-snelheid, terwijl bij het verval een veel duidelijker beeld ontstaat; in
een oogopslag is te zien dat, onder aanname van een veiligheidscoëfficiënt van
1.5 op het verval, de
1-3 tons steen in werkelijkheid (in model was wederom
lichte 300-1000 kg aangebracht) ruim voldoende stabillteitsreserve bezit.
Overigens is ten behoeve van de schuivenmanipulaties gaandeweg wel overgegaan
op het verval als stuurparameter. Dit in verband met de snelle benodigde besluitvorming voor het toelaatbare aantal dichte schuiven afhankelijk van de
korte termijn voorspelling van de randvoorwaarden.
bron: M 2028 deel I (66)
-
steen 300-1000 kg; 1,5 x 1/jr omstandigheden
steen 1-3 ton; 1,75 x 1/jr omstandigheden
BREUKSTENEN DAM NOORD-BEVELAND, AANTASTING DREMPEL
OPBOUW 27 DORPELS GEPLAATST
Referenties afdeklaag grondverbetering
[1]
24-EGRO-M-81042
RWS: Davis, P.
Evaluatie grondverbetering
april 1982
[2]
2 SECTIE-M-80052
RWS; Bliek, A.J.
Erosie grondverbetering Roompot
juli 1980
[3] M905-V
WL: Heulen» T. van der
Begin van beweging van zeegrind in een permanente waterstroom
maart 1972
[4] M1681
WL: Akkerman, G.J.
Transport van zeegrind onder getijomstandigheden
september 1981
[5] Paintal, A.S.
Concept of critical shear stress in loose boundary open channels,
Journ. of Hydr. Res., 9, nr 1
1971
[6]
24 EGRO-M-82001
RWS: Bliek, A.J.
Stand van zaken onderzoek stabiliteit grind per 31-12-1981
januari 1982
[7] 21 EKOR-N-82025
RWS: Akkerman, G.J., et al
Evaluatie korrelstabiliteit
december 1982
Referenties (vervolg)
[8] Mlll5-Viri
WL: Wal, M. van der
Aantasting van dwarsprofielen in vaarwegen; erosie en stabiliteit
van bodera en oevers; inleiding tot relevante verschijnselen
januari 1982
Referenties negatieve overlap
[9] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken nr. 108
RWS;
Grindwiepenmatten
mei 1984
[10] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken nr. 102
RWS;
De verbouwing van het asfaltschip "Jan Heymans" tot stortapparaat
november 1982
[11] M2034
WL; Van der Meulen, T., Hartsuiker, G.
Stabiliteit van de granulaire filters van de negatieve overlap;
scheidingsvlak zand-zeegrind
juli 1984
[12] 34 FUND-M-88250
RWS; FUND
Aanpak problematiek rondom de negatieve overlap
16 november 1982
[13] LV 1460
WL; Akkerman, G.J.
Stabiliteit afdeklaag negatieve overlap
augustus 1981
Referenties (vervolg)
[14] M1916
WL; Akkerman, G.J.
Oriënterende stablllteltsproef en turbulentlemetlng negatieve
overlap
februari 1984
[15] R1582
RWS/WL; Taat, J.J.
Stabiliteit rand negatieve overlap» oriënterend onderzoek in de
stroomgoot te H t h
november 1982
[16] M1940
WL; Taat, J.J.
Stabiliteit rand bestorting negatieve overlap voor situaties
zonder pijlerinvloed
november 1983
[17] M1934
WL; Hartsuiker, G., et.al.
Stabiliteit negatieve overlap voor situaties met pijlerinvloed
september 1983
[18] 34 FUND-M-83064
ENEG-M-83014
RWS; Boon, T.J., Van der Does de Bye, M.R.
Stroombestendigheid negatieve overlap
februari 1983
[19] 2 PROBU-M-83036
RWS; Konter, J.L.M., Van der does de Bye, M.R.
Hydraulisch ontwerp NOMA
juni 1983
Referenties uitvullaag en drempelkern
[20] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken, nr. 102
RWS;
Uitvoering van de drempel
november 1982
[21] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken, nr. 114
RWS;
Evaluatie van de drempelopbouw
november 1985
[22] M1768
WL; Konter, J.L.M.
Stortraethoden voor drempel en overgangsconstructie
september 1983
[23] M1974
WL; Taat, J.J.
Stroorabestendigheid van de drempel tijdens de bouwfase
juli 1984
[24] M1324: WL 8-68
WL; Akkerman. G. J.
Stabiliteit drempelmateriaal tijdens de plaatsingsfase caissons
(oriënterend onderzoek)
oktober 1975
[25] M1329: WL 8-63
WL; Akkerman, G.J.
Stabiliteit drerapelmateriaal tijdens bouwfase pijlers op putten
november 1976
[26] M1524
WL; Akkerman, G.J., et al
Stroombestendigheid van de drempel tijdens de bouwfase
augustus
Referenties (vervolg)
[27] DREMBU-M-78.023
RWS;
Eindrapport drempelontwerp
augustus 1978
[28] 311DRO-N-81017
RWS;
Nota stand van zaken ontwerp drempel en overgangsconstructie
24 september 1981
[29] 31 DREM-N- 85126
RWS;
Evaluatie drempel
juli 1985
Referenties drempeltoplaag en aanstortingen
[30] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken, nr. 113
RWS;
De toplaag van de drempel
augustus 1985
[31] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken, nr. 101
RWS;
Het ontwerp van de drempel
augustus 1982
[32] Q455
WL; V.d. Wal, M.
Aanvullend stabiiteitsonderzoek voor verschillende opbouwfasen in de
stroomgeul Roompot van het detailmodel Oosterschelde
december 1987
Referenties (vervolg)
[33] M1451/M1702/M1750
WL; Konter, J.L.M.
Dimensionering van de toplaag van de drempel en de overgangsconstructie
maart 1981
[34] M2028-I
WL; Akke rman, G. J.
Bouwfase stabiliteit breukstenen dammen bij stroomaanval
augustus 1984
[35] M2151 (Q237)
WL; Van Kleef, E-A.
Stabiliteit van de toplaag van de drempel zonder aanstorting bij geopende
schuiven
maart 1986
[36] M1451-8
WL; Akkerman, G.J.
Doorlatendheld spleet onder de dorpel
juni 1980
[37] M1740
WL; Konter, J.L.M.
Stabiliteit toplaag drempelkruin in de bouwfase
oktober 1980
[38] M2097-II
WL; Van der Meulen, T., et al
Stabiliteit drempelkruin onder de dorpel zonder aanstortingen;
invloedsfactor geopende en gesloten schuif
maart 1985
[39] M1637
WL; Taat, J.J.
Stabiliteit aanstortingen bij gesloten schuiven
maart 1980
Referentie (vervolg)
[40] M1833
WL; Konter, J.L.M.
Invloed spleethoogte op stabiliteit aaanstortingen en drempelkruin
juli 1982
[41] M2115
WL; Hartsuiker, G.
Invloed aanstortingen dorpelbalk op stabiliteit toplaag drempel
juli 1985
[42] M2165 (Q242)
WL; Boogaard, A.
Nader onderzoek stabiliteit aanstortingen
juni 1986
[43] M2169
WL; Akkerman, G. J.
Aanvullend onderzoek drempel en overgangsconstructie
november 1985
Referenties overgangsconstructie en bodemverdediging
[44] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken, nr. 116
RWS;
De bodembescherming in bouw- en eindfase
mei 1986
[45] 2PROBU-N-86012
RWS;
Ontwerpnota bodembescherming
deell : blokken- en steenasfaltmatten
deelll: asfaltraastiek stortebed
1986
Referenties (vervolg)
[46] M1451/M1702/M1750
WL; Konter, J.L.M.
Dimensionerïng van de toplaag van de drempel en de overgangsconstructie
maart 1981
[47] Q455
WL; V.d. Wal, M.
Aanvullend stabiliteitsonderzoek voor verschillende opbouwfasen in de
stroomgeul Roompot van het detallraodel Oosterschelde
december 1987
[48] Q520
WL; Van der Wal, M.
Gevoeligheidsonderzoek naar de stabiliteit van de toplaag van de
overgangsconstructie aan de zeezijde
augustus 1987
[49] M1001-22
WL; De Graauw, A.A.F.
Onderzoek naar de stabïlteit van de stortebedden bij weigerende schuif
juli 1980
[50] R1773
WL/LGM; Konter, J.L.M. et. al.
Aansluiting fundatiebed-asfaltmastiek
juni 1982
[51] M1451-4
WL; Konter, J.L.M.
Drukken aan de bovenzijde van het stortebed bij een weigerende schuif
maart 1978
Referenties (vervolg)
[52] MX673
WL; Konter, J.L.M.
drukken aan de bovenzijde van de asfaltmastieklaag van. de stortebedden
december
[53] R1522
WL; Konter, J.L.M., et al
Stroombestendigheid van asfaltmastiekslabben
april 1981
[54] M1724
WL; Konter, J.L.M.
Drukverdeling aan de rand van de asfaltslab bij verschillende
aanstroomrichtingen
augustus 1980
[55] M2097
WL; Van der Meulen, T.
Gat in asfaltraastiek bodemverdediging
augustus 1986
[56] M2010
WL; Eysink, W.D.
Stabiliteit bodemverdediging
december 1984
[57] M1451-6
WL; Konter, J.L.M.
Stabiliteit van het stortebed voor de situatie met een weigerende schuif
maart 1981
[58] Q108
WL; Boogaard, A.
Stabiliteit beschadigde blokkenmat
juni 1987
Referenties (vervolg)
[59] R1766
WL; De Graauw, A.A.F.
Stabiliteit van stortsteen op de aanzethelling van de ontgrondingskuilen
Referenties breukstenen dam
[60] Driemaandelijks Bericht van de Deltawerken nr. 94
RWS;
Onderzoek en ontwerp van de daraaanzetten en landhoofden
november 1980
[61] 12 DALA-M-80025
RWS;
Ontwerp breukstenen dam
12 juli 1980
[62] 311DREM-N-86010
RWS;
Evaluatienota breukstenen dammen
1986
[63] 311KWO-M-84273
RWS; Wouters, J.
Stabiliteit breukstenen dam in de bouwfase
18 oktober 1984
[64] 311KW0-M-85148
RWS; Wouters, J. et al
Invloed gesloten schuiven op de stabiliteit van de breukstenen dammen in
de bouwfase
25 april 1985
Referenties (vervolg)
[65] M1631-I
WLj Wouters, J.
Driedimensionaal onderzoek stabiliteit overgangsconstructie
juli 1980
[66] M2028-I
WL; Akkerman, G.J.
Bouwfase stabiliteit breukstenen dammen bij strooraaanval
augustus 1984
[67] M2028-notitie
WL; Akkerman, G.J.
Bouwfase stabiliteit breukstenen dammen, invloed additionele golfwerking
mei 1984
[68] M2028-I1
WL; Akkerman., G.J.
Bouwfase stabiliteit breukstenen dammen, invloed golfwerking
juni 1985
Referenties algemeen
[69] Ontwerpnota Stormvloedkering
Boek 1: Totaalontwerp
RWS;
1987
[70] 230 BNW-M-87140
RWS; WGV
Resultaten vaarproef gekleurde blokken
20 november 1987
Referenties (vervolg)
[71] Proc IAHR, vol. 2
Mehrotra
Scale effect In model tests of rock-protected structures
1975
[72] M1460
WL; Akkerman, G.J.
Schaaleffecten
voor het stortebed bij de weigerende schuif situatie
(uitkomsten gerapporteerd onder [73] en [74])
[73] M1451
Stabiliteitsonderzoek toplaag drempel en dorpelaanstortingen,
stroorabeeldanalyse weigerende schuif situatie
Concept-discussienota
april 1979
[74] M1451/M1460/R1339
Stabiliteitsonderzoek toplaag drempel en drerapelaanstortingen,
betrouwbaarheid modelonderzoek
januari 1979
[75] Q225
WL; Van der Wal, M.
Stroorahinder Trias
september 1987
[76] Simons, D.B.
Resistance to flow in alluvial channels
1966
[77] M1525
WL;
Onderzoek naar stroomkrachten op pijlers tijdens bouwfasen
januari 1980
Referenties (vervolg)
[78] M1898
WL; Driegen, J.
Systematisch stroombeeldonderzoek rond bouwfronten
april 1983
[79] M1929
WL; Driegen, J.
Stroombeeldonderzoek rond extreme bouwfronten
november 1983
[80J R207O
WL; Flokstra, C.
Oriënterend onderzoek naar de turbulentiestructuur in de monding van de
Oosterschelde
november 1986
[81] M1419
WL; De Jong, C.P.
Oriënterend onderzoek onvloed vormgeving konstruktie op de stabiliteit
drempel en dorpelaanstortingen bij weigerende schuif
februari 1977
[82] M1593 deel III
WL; Korthof, R.M.
Stroombeelden bij diverse schuifstanden
december 1980
[83] Die Bautechnik 4
Bretschneider, H.
Die Auswirkung der Oberfl^chenkraften in Wasserba*ulichen Versuchswesen
1965
Referenties (vervolg)
[84] M1329
WL; Akkerman, G.J.
Geconstateerde dwarsslingerlngen bij onderzoek naar de bouwfase van
pijlers op putten
1978
[85] Ml408 deel II
WL; Ramkema, C.
Golfbewegingen rondom de pijlers veroorzaakt door loslatende wervels
mei 1978
[86] Ml001 deel 6
WL; De Graauw. A.A.F.
Waterspiegelfluctuaties tussen de pijlers
oktober 1978
[87J M1436
WL; De Jong, R.J., et al
Waterspiegelfluctuaties tussen de pijlers, hulpmiddelen daartegen en de
invloed op de afvoercoëfficiënten
oktober 1978
[88] 24 KWAP-M-83341/2 PROBU-M-83065
RWS; Konter, J.L.M.
Stabiliteit van het grind in de grindzak, samenvatting onderzoeksresultaten
november 1983
[89] Proc. Inst. Civ. Engrs., Part2, 1981, 71, Sept. 739-757
Quadar, A.
The vortex scour mechanisra at bridge piers
1981
Referenties (vervolg)
[90] Afstudeerverslag afd. Civiele Techniek vakgroep Waterbouwkunde
TUD; Berendsen, E.
Stabiliteit van stortsteen op de overgangsconstructie van de
Oosterschelde-Stormvloedkering aan de Noordzee-zijde
december 1987 (concept)
[91] M1741 deel IV
WL; Akkerman, G. J., Konter, J.L.M.
Hydraulic Design Criteria or Rodifill Closure of Tidal Gap,
Vertlcal Closure Method,
July 1985
V-
., É|i- Z ==-*,_._
ifeÖNE^iö^
"i-=--" = =
j l i f e . "--f=
ai
M<-
a:^
:«:-;«:
tEffi
-1
Tf= f-=_-
rtfe^UÜ!;
-~-
aa
"-•.ïï"f:
_H,-7-
±:-.-~-
--;-iT^
-A.l.1-
Algemene informatie
Voor standaard sorteringen breuksteen (concept NLN-norm breuksteen mei
'87) gelden de in de navolgende tabel gegeven Dn-waarden en overige
dimenaionermgswaarden, die berekend zijn voor p k = 2700 kg/m3.
Voor hiervan afwijkende dichtheden kunnen desgewenst door berekening
met behulp (7) de waarden berekend worden.
Sortering
D
50
1
>
M
50
m
80/200
540
1060
40- 200
60- 300
300- 1000
1000- 3000
3000- 6000
6000-10000
mm
kg
kg
kg
kg
kg
kg
kg
kg
2)
kg
0,125-0,180
J.19,3
0,20 -0,25
13 - 26
0,25 -0,31
26 - 46
0,38 -0,44
90 - 140
0,45 -0,52
150 - 220
0,72 -0,78
595 - 760
1,04 -1,11 1800 -2200
1,40 -1,47 4400 -5050
1,70 -1,77 7850 -8900
D
laag
3
n
>
m
0,11-0,15
0,17-0,21
0,21-0,26
0,32-0,37
0,38-0,43
0,60-0,66
0,87-0,93
1,18-1,23
1,43-1,49
dikte 4) massa 5)
m
kg/m2
0,24
0,35
0,42
0,60
0,72
1,12
1,61
2,15
2,60
1) Volgt uit de eisen voor een fijne sortering en uit de M 5 Ü
400
600
700
1000
1200
1875
2700
3600
4350
en
(?)
voor lichte en zware sorteringen.
Er wordt voor alle sorteringen uitgegaan van het voldoen aan de
eisen op het moment van aanvoer. Voor verfijning door overslag, opslag en verwerking dient eventueel een reductie op de D50, M^o en
0 n zoals aanwezig in de te maken constructie ingevoerd te worden
(advisering door DWW ia mogelijk).
Door uit te gaan van de laagste genoemde waarden kan hieraan zonodig al min of meer tegemoet gekomen worden.
2) Volgt uit de D50 en (7) voor fijne sorteringen en uit de eisen voor
de gemiddelde massa (H) en het hierna gestelde voor lichte en zware
sorteringen.
De M50 ia voor 5-4Q kg en 1G-6G kq ongeveer 30S groter dan K-, voor
40-200 kg tot 300-1000 kg ongeveer 15 tot 10S en voor de zwaardere
sorteringen ongeveer 5S groter.
3) D n ia berekend met (7).
4) De laagdikte volgt uit 1,5.D50• Deze laagdikte geldt als minimum in
omstandigheden, waarin het gelijkmatig verdeeld aanbrengen van de
ateen goed gecontroleerd kan worden. Bovendien geldt deze laagdikte
slechts voor smalle sorteringen, zoals hier het geval ia.
3
D
M
50
- 0,84 D qn = / - ^
50
pg
Uit:
Nota DKI/MAA
RWS;
Nomenclatuur, definities en materiaalparameters van breuksteen voor de waterbouw
1987
Breuksteenklassen
-A.l.2-
relatie-tljd diagram
\
afmonteren
==q wegaansluiting
dr = drempel
v = verkeerskokers
s = schuiven
SHB
tijd-weg diagram
Uit:
Ontwerpnota Stormvloedkering
Boek 1 totaalontwerp
1987
Bouwvolgorde
t = toplaagdrempel
d = dorpelbalken
a = aanstortingen dorpelbalken
b = bovenbalken
u,= uitkragingen verkeerskokers
w = asfalteren wegen
wegmeubilering
-A.l .3-
y.W^r'T*
i)0&£ï%
1
2
Dorpelbalk
Drempel
Hoofdafmetingen
-A2.1-
A2
Details berekeningen afdeklaag grondverbetering
De eerste afschatting van de stabiliteit is gedaan door het criterium van
Shields te hanteren, volgens:
AD - ^
- 0
waarin,
A
=
relatieve dichtheid van het bestortingsmateriaal
D
=
nominale steendiameter
k
=
Invloedsfactor
u
-
verticaalgemiddelde (maatgevende) stroomsnelheid
C
=
ruwheidswaarde volgens Chezy
ijj
=
stabiliteitsnlveau
In verband met de beperkte expositieduur van de zeegrindlaag (D = 12.6 mm), is
gekozen voor de 1 * per jaars stroomsneldheid als maatgevende ontwerpsnelheid.
Voor IJJ is eerst aanvankelijk wel een waarde van 0.045 gehanteerd, waarbij dus
enig transport werd geaccepteerd.
Hieruit bleek dat in een aantal situaties de zeegrindlaag onvoldoende stabiel
was; dit gold in sterkere mate voor een redelijker ij> criterium van 0.035.
Gehoopt werd echter op een afpleisteringseffect door de sterke gradering van
het grind. Dit is onderzocht in M1681 [4]. Hieruit bleek dat het grind niet
afpleisterde maar wel een vergroving kon vertonen, zelfs onder getijomstandigheden. Daardoor bleek in de transportrelatie volgens Paintal een diameter ingevoerd te mogen worden van Dg^ in plaats van D^Q.
Doordat echter de afdeklaag lokaal faalde, zijn verdere probabilistische berekeningen uitgevoerd (werkgroep EKOR [7]), waarbij de kansen op het cumulatief
transport gedurende de expositieduur van de grindlaag werden voorspeld. Dit
werd gedaan voor de inmiddels aangebrachte grovere grindlaag, bestaande uit
grind 30-60 mm. De werkwijze was als volgt:
-A2.2-
Eerst wordt de volgende parametergroep berekend:
(t 0 5 k A u)2
i\>
=
C2
AD
85
, met
u
«
stroomsnelheid bij max. eb of vloed, gemiddeld over de
verticaal, over de turbulenties en bij gemiddeld getij
(m/s)
A
=
relatieve dichtheid
(-)
D05
=
korreldiameter, waarbij 85% de zeef passeert
(ra)
C
=
Chezy-coe'fficiënt
(m /s)
t
=
turbulentiefactor
(-)
0^
=
getijcyclusfactor
(~)
k*
=
aanpasslngscoefficient strooraverticaal
(-)
Ter toelichting moet worden gesteld dat de turbulentiefactor t de macroturbulentie in het prototype weergeeft; deze factor is geschat op tenminste
5%. Zowel de t als de O5 zijn stochasten in de tijd , waarvoor gemiddelden en
standaardafwijkingen moesten worden ingevoerd. De andere grootheden zijn constanten waarvoor onzekerheidsmarges zijn geschat.
Door vermenigvuldiging van \p met de tijd wordt de variatie met de getijbeweging verkregen.
De waarden van u en 0c werden door de "strooravoorspellers" toegeleverd. De
waarden van k A werd geschat (WATRENCH berekeningen) op 1.2 en 1.1 voor een 4 ra
hoge, respectievelijk 2 m hoge grondverbetering.
De tweede stap was de koppeling met de transporten volgens de relatie van
Paintal, waarbij ook de spreiding in de relatie in rekening werd gebracht:
<f> = 1.64x1010 ij,"
, met
cf)
=
S/Ag
Dj*5
(-)
\p
=
Shieldsparameter
(~)
S
=
transport (korrelvolume)
(ra3/ms)
-A2.3-
De op deze wijze voorspelde transporten werden vergeleken met de grindvangsten
tijdens spritvgtij met het, speciaal hiertoe uitgeruste, op de grondverbetering
geplaatsteraeetstatief.De cumulatieve transporten bij 50% kans gedurende de
meettijd werden vergeleken met de voorspelde transporten. IJking bleek moget
lijk met een C-waarde van 50 m /s, in plaats van de eerder geschatte
L
60 m /s. Deze grotere ruwheid kon later ook fysisch aanneembaar worden gemaakt
door de grote ribbels van het onderliggende zand.
-A3.1-
A3
Details berekeningen negatieve overlap
Voor de negatieve overlap zijn in eerste instantie berekeningen uitgevoerd,
gebaseerd op de Shieldsrelatie met ijf = 0.035. Voor een pijlerfront werd een
invloedsfactor op de stroomsnelheid van 1.5 aangehouden. Deze benadering bleek
echter te onveilig (zie ook de bevindingen bij de afdeklaag van de grondverbetering). Er werd derhalve overgegaan op een transportbenadering, waarbij de
kwantitatieve vaststelling van de transportgrootten werd vastgesteld door
modelonderzoek.
I
Situatie zonder gijiers
Voor de situatie zonder pijlers werd de volgende relatie afgeleid, gebaseerd
op de relatie volgens Paintal (met "vrijlating" van de exponent) en op de
meetresultaten M1940 [16]:
ux
g 0,083 A0.458 QO.375
- 8.28 —
p0.083
, met
u
=
stroomsnelheid op lm
S
-
erosief transport van de rand van de ondermat = S/(1.8 h)
1.8 h =
boven de ondermat
=
D
=
=
"s
(kg/m2/uur)
ontwikkelde hoogte van het natuurlijk talud (in verband
met het bijzakken van de bestortlng)
A
(m/s)
relatieve dichtheid = (p
- p)/p
s
korreldiameter (hier D 5Q )
soortelijke dichtheid steenmateriaal
(m)
(-)
(m)
(kg/m3)
In deze relatie is niet de u AJ maar de u^ genomen omdat u A slecht definieerbaar was in verband met de gladde ondermat.
Als ontwerpwaarde van S werd, na analyse van het bezwijkmechanisrae, genomen:
1
kg/m2/uur voor de rand van de overlap bij aanwezigheid van de pijlers
10 kg/m2/uur voor de rand van de overlap zonder pijlers
100 kg/m2/uur voor de kruin van de overlap
-A3.2-
II
Si tuatïe_met_pijIers
Hiervoor is een vergelijkbare relatie ontwikkeld (M1934 [17]), echter met een
afwijkende definitie voor de stroomsnelheid, namelijk u in plaats van u^ en S
(betrokken op de volledige hoogte) in plaats van Sx:
u = C
gO.083 A0.458 £)0,375
pO.083
met
=
gemiddelde ongestoorde aanstroomsnelheid
(m/s)
=
transportcoëfficiënt afhankelijk van de plaats en toestand
(zie hierna)
(-)
=
transport van de rand of de kruin
(kg/m2/uur)
=
materiaaldiameter (hier D 5Q )
(m)
=
soortelijke dichtheid steenmateriaal
(kg/m3)
Voor een overzicht van de c waarden zie de navolgende tabel uit M1934 [17]
TRANSPORTGEBIEDEN l)
TOESTAND
T5
I
II
III
IV
8,4
4,4
6,6
6,3
3,9
5,5
6,9
5,4
7,2
3,9
3,6
5,8
5,5
9,0
7,2
7,5
7,7
7,6
6,5
6,5
7,1
5,8
12,8
14,2
8,3
7,6
7,7
7,7
A
8
6,7
C
D
T6
T7
4,5
T8
7,2
8,1
5,7
5,7
T10
7,0
7,3
6,5
5,4
Til
11,8
9,3
9,4
T12
12,2
8,9
11,0
T13
11,7
9,4
9,2
T14
10,7
9,0
8,6
7,4
7,4
T9
T15
T16
II .9
10,7
10,7
7,9
7,0
7,0
7,3
5,5
7,4
T17
Tabel
5,5
Overzicht gemiddelde C -waarden van de algemene tranaportrelatie
T8.,,T10
T5...T7
Tl I . . . T 1 4
TI5...T17
D' *nn Dit]
ilAln
mleln
) De algemene transportrelatie luidt als volgt
t-flioaa
ü
5,4
=
^Oiisa
:
C
S
^0,375
:
D
0i063
-A4.1-
A4
Details berekeningen drempelopbouw
De methodiek voor de bepaling van de kritieke aanstroomsnelheid voor elk
poortje was gebaseerd op de relatie van Shields, met daarbij invloedsfactoren
voor afwijkingen ten opzichte van de ongestoorde situatie (hierbij is de definitie van de invloedsfactoren gehanteerd overeenkomstig M1974 [23], als
reciproke van die in M1524 [26]):
Opgemerkt moet worden dat de kritieke Q/A stroomsnelheid voor een poortje gevonden kan worden door daar de invloedsfactoren voor geometrische verwijding
(door de cunnetten) en vernauwing (door de pijlers en drempelopbouw), respectievelijk k^ en k3, te verwerken.
U
\
=
ok
kx...k?
, met
u
ok
u
k
ongestoorde kritieke stroomsnelheid bovenstrooms van een poortje
kritieke stroomsnelheid bovenstrooms van een poortje
invloedsfactoren
ki .. .k-
De invloedsfactoren k,...^ zijn als volgt gedefinieerd:
k^
=
invloed stroomvertraging door geometrische verwijding ter plaatse
van inbaggering
k2
-
correctiefactor op k-.
lt~
=
invloed stroomversnelling door geometrische vernauwing door
pijlers en reeds aangebrachte drempellagen
k^
=
correctiefactor op k^
k^
=
invloed pijlerbouwfront ten opzichte van 2D situatie
k>
=
invloed scheve ten opzichte van rechte aanstroming
ky
=
invloed golfwerking, gesuperponeerd op de stroming, ten opzichte
van stroming alleen
De definitie van de bovenstaande k-factoren is gerelateerd aan een ty van 0.045
(in M1974 bijgesteld tot 0.04) en de aanstroomsnelheid bovenstrooms van een
poortje. Een overzicht van de in M1524 gevonden waarden, uitgezonderd k^, en
k3 en k5 (dit zijn geometriefactoren) is hierna weergegeven, tezamen met de
uitkomsten van M1974.
-A4.2-
1,6
1.3
0
1.5
12
1
V F
*2
^ , 1 ö=10m
II
d = 5m
1,4
\
1.1
•
1
3
D
1.3
1
•O
2****^
1.0
•
X
7
1,2 _
10
20
30
h(m)
>
40
0,9
10
20
»
1.4
1,4
1.3
1.3
1.2
1.2
1.1
1,1
30
h(m)
40
30
40
o
7
•
X
O
1.0
20
10
30
IA 0
20
•
htm)
- * /?(•)
M 1974
x opbouwfase
a opbouwfase
7 opbouwfase
dr
k3
1
2
3
1,45
1.49
1,76
d r tm)
M 1524
1,5
2,6
6,6
o opbouwfase
• opbouw fas«
• opbouwfase
• opbouwfase
w opbouwfase
s
a
b
c
d
d
d^m}
1,39
1.43
1.48
1,62
1.5
3,5
6.0
0
175
Igacornggarö)
i hoogte opbouwfase
Opvallend ïs dat de invloed van het bouwfront (k.5 = 0.9), scheve aanstroralng
(k&) en de golfinvloed (k?) slechts klein is. Daarnaast is in M1974 nog de
totale invloedsfactor voor de
direct benedenstrooms van de pijler gelegen
uitvullaag bepaald: kg. Deze bleek tussen 1 en 1.5 te liggen, afhankelijk van
de actuele situatie.
Op basis van de geactualiseerde stroomsnelheids- en stabiliteitsvoorspellingen
werd het ontwerp aangepast, zoals omschreven in nota 311DRO-N-81017 van
september 1981 [28]. Op basis van de drempelplanning, waarbij de expositieduren voor de verschillende lagen in aanmerking zijn genomen, zijn de diverse
lagen op de volgende omstandigheden ontworpen:
-A4.3-
*
uitvullaag
1/maand
*
onderlagen van de drempel
l/jaar
*
kern drempel
l/maand
*
afdek/afwerklaag drempel
l/jaar
Ten behoeve van de probabilistische berekeningen werden de volgende spreidingen aangehouden:
a/u (%)
D —
10
u— — -
20
k
10
A
2
^
10
C
10
1...7 —
Voor de a/p waarden zijn dezelfde getallen aangehouden als bij de grondverbetering. De vraag kan worden gesteld of de gemiddelde waarden (p) in alle
gevallen wel juist zijn benaderd, met name voor wat betreft u, AD en \\>,
Bij de faalkansberekeningen is als acceptabele, arbitraire waarde een kans van
5% aangehouden, overeenkomstig de uitgangspunten voor de afdeklaag voor de
grondverbetering. Zoals eerder is gesteld, lijkt deze waarde acceptabel te
zijn geweest omdat in werkelijkheid hoegenaamd geen erosie werd waargenomen.
Een algemene conclusie omtrent de interpretatie van 5% faalkans kan hieruit
echter niet worden getrokken, omdat dan veel meer toetsingen benodigd zijn. In
dit verband moet worden opgemerkt dat een "schaduw-beoordeling" aan de hand
van deterministische sommen vooralsnog wenselijk is bij de interpretatie van
de acceptabele faalkans voor bouwsituaties.
-A5.1-
A5
Details berekeningen drempeltoplaag en aanstortlngen
Voor de drempeltoplaag en de aanstortlngen is in veel gevallen het kritieke
verval, dan wel de schade bij een zeker verval, proefondervindelijk bepaald.
De resultaten van die proeven zijn specifiek voor de onderzochte situatie.
Alleen in die gevallen waarin meer algemeen geldende relaties zijn afgeleid
zal in het navolgende worden ingegaan.
I
Situatie zonder dorpel
(onderzoek M2151 [35] en M2028 deel I [65])
Ia
Neergelaten schuif
j
1-10.5
1-3tqn(Aps1.Ctt»
J « 6.Sm
«^
.x
^-20
De metingen van de schade (10 stenen per poortje) geven Ah = 2 m en u^. =
6.5 m/s. Deze waarde van de kritieke stroomsnelheid komt bij benadering
overeen met de "ongestoorde" kritieke snelheid volgens Shields met ijj ==
0.03 en h = 6.5 m. Deze laatste diepte benadert de contractie-diepte benedenstrooms van de schuif (zie voorgaande figuur).
Ib
Dorpelbalkfront
Voor de toplaag van de drempel is een maatgevende situatie die waarbij een
dorpelfont aanwezig is. De invloedsfactor op de stroomsnelheid boven de
drempelkruin bleek voor deze situatie (M2028 deell [66]), met een viertal
dorpels nog niet geplaatst, circa 1.4 te bedragen, tegenover circa 1.3
voor de middelste poortjes. Overigens bleek de totale stabiliteit nog op
een alleszins aanvaardbaar niveau te liggen; uitgebreide steenverplaatsing
van de steen 300-1000 kg, die in het model ook nog circa 20% lichter was
-A5.2
dan normale sortering, bleek pas op te treden bij een verval van 2.3 m.
Omgerekend naar de goede 1-3 tons steen is dit verval: 2.3 * 1.2 * 0.84 /
0.59 = circa 4m. Het begin van steenverplaatsing treedt dan op bij: 1.3 *
1.2 * 0.84 / 0.95 = circa 2.2 m; het verschil tussen beide vervallen geeft
aan dat deze bouwfase een grote stabiliteitsreserve heeft.
II
SteenverglaatsingjiremgeltOD^aa^^
(onderzoeken M1451-8 [36], M1740 [37], M2097 deell [38], M2151 [35])
De stabiliteit van de drempeltoplaag onder de dorpel, bij afwezigheid van aanstortingen Is eerst bij een dichte kering onderzocht (MI451-8 en M1740). In
M1451-8 werd de relatie gelegd tussen de stroomsnelheid in de spleet en het
verval; deze werd bevestigd in M1740:
Ah = 1.4 -£2g
, met
Ah
=
waterstandsverval
(m)
u
»
stroomsnelheid in de spleet
(ra/s)
Tesamen met de stabiliteitstoetsing In M1740 kon de stabiliteit globaal worden
voorspeld. De belangrijkste bevindingen uit M1740 waren: De spleethoogte heeft
weinig invloed op het begin van instabiliteit, maar de stabiliteitsreserve
voor de 1-3 tons steen is bij grotere spleethoogten veel kleiner. Met andere
woorden: de stroombestendigheid neemt af met toename van de spleethoogte.
Voor een spleethoogte van 2 m bedroeg het kritieke verval bij een dichte
kering circa 2 m
en 3 m voor respectievelijk 1 en 40 stenen per poortje. Ge-
concludeerd werd dat met 1-3 tons basalt het vereiste bezwijkverval van 2.75 m
waarbij 10 stenen mochten worden verplaatst, zijnde de veiligheldscoëfficiënt
(1.5) * het 1/jr verval (1.8 m), zou kunnen worden gerealiseerd.
Voor de open kering bleek het lokale verval over de dorpel echter aanzienlijk
te kunnen toenemen, voor een poortje op NAP-10.5 m en een spleethoogte van 1.5
m werd een factor 1.6 gevonden als verhouding tussen het verval over de dorpel
en het waterstandsverval. Dit was dermate ongunstig, dat een uitgebreid onderzoek naar de toplaagstabiliteit werd geïnitieerd (M2151 [35]). De volgende
resultaten werden verkregen voor een schade van 10 stenen per half poortje:
-A5.3-
*
*
Het dorpelniveau van NAP-10.5 m is maatgevend : 1.8 ra
Het dorpelniveau van NAP-8.5 ra geeft
: 2.3 m
Het dorpelniveau van NAP-5.5 m geeft
: 2.9 ra
Een toenemende spleethoogte geeft enige toename van het kritieke verval te
zien: 2.4 ta bij een spleet van 1.75 m, tegenover 1.8 ra bij een spleet van
1.5 m. Dit in tegenstelling tot de tendens bij de gesloten kering.
*
Variatie van de spleet in stroomrichting en een dunne toplaag geeft geen
verlaging van het kritieke verval. Ook het optrekken van de schuif tot
NAP+2.5 m, als tijdelijke maatregel heeft geen invloed.
*
Een gat in de toplaag geeft een verlaging van het bezwijkverval met 0.6 m.
*
De genoemde factor van 1.6 (M2097 deelll [38]) bleek te variëren van 1.4
tot 2, afhankelijk van de spleethoogte en het dorpelniveau.
Berekening van het drukverval over de spleet (Ap) en het waterstandsverval
(Ah), M2151, bleek wel globaal mogelijk (qua orde van grootte), maar de variatie met bijvoorbeeld het dorpelbalkniveau gaf een tendens te zien die omgekeerd was aan de feitelijk optredende tendens (feitelijk bleek de factor het
grootst in de ondiepe poortjes).
III Opdrukken aanstortingen
(onderzoeken M 2 U 5 [41], M1833 [40], M1637 [39])
Voor het gevaar van opdrukken van de aanstortlngen is een methode afgeleid,
gebaseerd op het fluidlsatie-evenwicht van de individuele stenen (M1637 [39]):
v . * (1 - O
T
p Ah f
h
a
, raet
y
=
veiligheid tegen opdrukken
A
=
relative dichtheid = (p
p)/p
s
e
== porositeit - 0.4
ha
*
hoogte aanstorting boven de spleet
p
=
deel van het verval dat over de aanstorting staat
Ah
=
verval
f
-
aanpassingscoëfficiënt voor stroomrichting, stapeling, aangroei, etc.
-A5.4-
Voor f zijn bij benadering de volgende waarden gevonden:
*
breukstenen-aanstorting
: 0.55
(M1637)
betonblokken-aanstorting
0.6 (random stapeling, geen aangroei)
(M2165)
0.8 (random stapeling, volledige aangroei)
0.7 (ongunstige stapeling, geen aangroei)
0.9 (ongunstige stapeling, volledige aangroei)
IV
Eindfase stabiliteit tegen overtrekkende stroom
(onderzoeken: M1451/M1702/M1750 [33],Q455 [32] Q520 [48], M2169 [43])
Maatgevend is de weigerende schuif situatie, voor welke situatie het ontwerp
van de drempeltoplaag en de aanstortingen experimenteel is bepaald. Afhankelijk van de lokatie (meer- of zeezijde, dorpelniveau), werden de benodigde
steenzwaarten bepaald. De complexiteit van het stroombeeld, bij een extreem
verval en golven ("pulserende stroming"), vlak boven de drempelbegrenzing en
de grote gevoeligheid voor kleine geometrieveranderingen maakten het onmogelijk om tot eenduidige ontwerprelaties te komen. Wel is getracht tendensen aan
te geven; recentelijk is in dit verband de analyse van de overgangsconstructie
aan zeezijde te noemen (Q455 [32],Q520 [48] en Berendsen [90]), waarop in
Annex A6 nader wordt ingegaan.
Uitvoeringstoleranties zijn in M2169 vastgesteld.
V
Stabiliteit aanstorting en drempel zeezijde bij_het heffen van de schuiven
(onderzoek Q520 [48])
Voor een gesloten poortje bij ebverval is de stabiliteit van de betonblokken
aanstorting aan de zeezijde en de aangrenzende drempeltoplaag aanzienlijk
slechter dan bij geopende kering, in verband met een zeer sterk duikende
straal. Het kritieke verval kan daardoor teruglopen tot circa 1 m! De ontdekking van dit bezwijkmechanisme geeft verregaande beperkingen aan de openingsstrategie voor de kering.
-A6.1-
A6
Details berekeningen overgangsconstructie en bodemverdediging
Het onderzoek naar de overgangsconstructie en de bodemverdediging is zeer specifiek gericht geweest op de verschillende onderdelen en specifieke maatgevende toestanden. Daarbij heeft het experimenteel onderzoek wel geleid tot een
oplossing van de vragen, maar zijn algemene relaties niet of nauwelijks aan te
geven.
Voor de overgangsconstructie geldt wat hiervoor is opgemerkt bij de toplaag
van de drempel. Diraensionering vond voornamelijk plaats aan de hand van onderzoek M1415/M1720/M1750 [46J . Tendensen, vooral gericht op de nogal kritieke
aanstorting aan de Oosterschelde zijn verkregen uit nader onderzoek in M1001
(Q455 [47]) en een goot (Q520 [48]). Deze studies zijn verder geanalyseerd
door Berendsen [90]. Naast het vaststellen van de absolute stabiliteit per
poortje, bleek het daarin mogelijk om de invloed van de tijdsduur te kwantificeren (rechtevenredig met de schade), de invloed van de steenzwaarte AD (evenredig met het verval).
Daarnaast is de invloed van de dorpelligging verder gekwantificeerd. Bruikbaar
is de presentatie van stabiliteit in termen van de bovenstroorase waterdiepte
ten opzichte van de kruinhoogte (H/AD) tegenover de relatieve vernauwing (d/h,
met d = totale blokkerende hoogte van de kering en h = benedenstroomse waterdiepte). Het resultaat uit [90] in de vorm van een ontwerpgrafiek voor de bestorting van de overgangsconstructie aan de zeezijde is hierna weergegeven.
7.0
r
6.0
50H
AD
4.0
open Konng
begin van bewoging H = > 0 1 0 < ^ - 4 . 0
bezwijken
H . 0.14 d/h - 4 . 5
3.0-
weigerende schuif
begin van beweging H*0.10 d/h
bezwijken
H-0.14 d/h
2.0
1.0
0.50
0.55
0.60
0.65
0.70
0.75
> d/h
0.60
H • bovenst roomse waterdiepte t o.v. dorpelkruin
d « verticale vernauwende hoogte
h » benedenstroomse waterdiepte t.ov. bodem
0.85
0.90
-5.0
-6.5
-A6.2-
Voor het asfaltmastiek stortebed heeft de dimensionering plaats gevonden op
basis van een groot aantal mogelijke bezwijkmechanismen, zie ook de Ontwerpnota bodembescherming, deel 2 [45] . Zo is de begrenzing vastgesteld aan de
hand van de stabiliteit van steen 60-300 kg, uit oogpunt van een afdoende filterwerking van de blokkenmatten (steen 60-300 kg is een indicator hiervoor).
Andere mechanismen zijn omklappen van de randen van de overlappende stroken,
oplichten van deraastieklaagdoor overdrukken
vooral bij knikken in de bodem
(bij open en dichte kering), omklappen of omhoog komen bij een gat in de laag,
warme en koude vloei op hellingen, en dergelijke.
Voor de diverse schuivenfrontsituaties werden invloedsfactoren (reductiefactoren op het verval) gehanteerd en wel als volgt:
invloedsfactoren
geopende kering
schuivenfront
fietsenrekfront:
achter fietsenrek
achter brievenbus
eb
vloed
1,0
0,7
0,7
1,0
0,6
0,7
no
1,0
0,9
0,9
Het zou te ver voeren om hier de onderzoeksresultaten in detail te gaan behandelen, temeer omdat deze grotendeels erg specifiek zijn. Volstaan wordt met
een relatie, afgeleid voor het omklappen van de randen (R1522 [53]) voor een
aanstroorahoek a:
u,2 = 4 Agd sin2a
k
, met
u
k
A
d
a
=
kritieke stroomsnelheid (bijvoorbeeld 1 m boven de bodem)
=
relatieve dichtheid = (p - p)/p
s
= dikte van de slabrand
= aanstroomhoek ten opzichte van slabrand
(m/s)
(-)
(m)
(°)
Voor de toegepaste asfaltmastieklaag blijkt tot circa 5 m/s geen omklappen
plaats te vinden, mits er van een redelijke hechting met de andere lagen
sprake is.
-A6.3-
Voor de bouw - en eindfasebestortlngen zijn de resultaten uit het stabiliteitsonderzoek voor de eindsituatie slechts ten dele van belang, omdat ook
andere aspecten een rol hebben gespeeld, zoals reparatie van beschadigde delen
en de bouwfase stabiliteit voor schuivenfrontconfiguraties. Op de diverse ontwerpaspecten wordt in de Ontwerpnota bodembescherming deel I [45] nader ingegaan (gaten, scheuren, zandinsluiting, problematiek randstabiliteit). Volstaan
wordt raet hier een meer algemene bevinding te vermelden omtrent de afname van
de stroomsnelheden in de weigerende schuif straal met de afstand tot de
kering; deze bleken af te nemen met de wortel van de afstand uit de kering
(ten opichte van een zeker nulpunt boven de overgangsconstructie). De benodigde bestortingen bleken globaal, overeenkomstig de Shieldsrelatie, in evenredigheid hiermee af te nemen, dat wil zeggen bij benadering lineair met de
afstand uit de kering (M1001-22 [49]). Een beeld van de afname van de benodigde steenzwaarte is in de navolgende figuur weergegeven.
benodigde A D (incl.veilighBidscoëfficiëntl voor gen
s i t u a t i e met een weigerende schuif tbczwijkverval ^6,0 m]
beschikbare & 0
«vt, beschadigde btokkenmat
100
200
300
WO
»• a f s t a n d u i t de as van de svko (m(
osfottmadith
ovtrgans
ConiVuctit
Ï*(S«Ï"5"5"
60-300 hg
10-60 kg
S00
blakhmmot
600
ichadi
btsehadiQd*
blokktnmat -
•5*5^ffB5®3*3S'9TOf'W | yj£ -
Voor de blokkenmatten i s er uitgebreid onderzoek gedaan naar de diverse
schademechanismen, zoals de uitwendige s t a b i l i t e i t (ook van de staalslakken en
-A6.4-
van de afzondelijke blokjes wanneer de pennen defect zijn), de zij- en kopse
randen (ook die welke worden aangestroomd vanuit de ontgrondingskull), de filterstabiliteit en de bezwijkreserve bij schade, zie ook de Ontwerpnota bodembescherming [45]. Ook aan de duurzaamheid van het geotextiel is aandacht besteed. Van de pennen, waarmee de blokken aan de mat vastzitten, wordt verondersteld dat zij op den duur alle stuk zullen gaan door mechanische vermoei ing.
Als criterium voor de uitgestrektheid van de bodemverdediging is aangehouden
dat er tussen de fundatie van de pijlers en het diepste punt van de ontgrondingskuilen geen steilere helling dan 1:25 mag ontstaan met het oog op het
gevaar van zettingsvloeiingen.
Voor de stabiliteit van de algehele boderaverdediging, inclusief de omvang van
de bouw- en eindfasebestortingen is vooral het onderzoek M2010 [46] van belang
geweest. Daarbij werden de volgende kenmerkende stappen gehanteerd:
1. Vertaling stabiliteit van de matten en raatranden naar die van stortsteen.
2. Stabiliteitsonderzoek matten in een grote en een kleine goot.
3. Onderzoek in Roorapotmodel met stortsteen.
Enkele bevindingen bij dit omvangrijke onderzoeksprogramma waren:
*
De stabiliteit van de blokken- en de steenasfaltraat wordt in belangrijke
mate bepaald door de stabiliteit van de randen.
*
Gevaar voor omklappen van de zijranden is er niet bij weigerende schuif;
bij omgekeerd weigerende schuif en bij schuivenfronten is dit gevaar wel
aanwezig. Hierdoor zal ook in de bouwfase over een zeker gebied een bestorting aanwezig dienen te zijn.
*
Een grotere waterdiepte heeft een gunstige invloed.
*
De weigerende schuif situatie is maatgevend voor het ontwerp van de te bestorten zones; omdat deze pas op kan treden na voltooiing van de SVKO, kan
de bestorting gefaseerd worden aangebracht.
*
Bij de fasering moet rekening worden gehouden met ongunstige belastingssituaties, zoals de laatste fase van de dorpelplaatsingen en de situatie van
schuivenfronten.
*
Na de bepaling van de grens van de bestortingen werden de kritieke vervallen in detail vastgesteld voor alle mogelijke voorkomende situaties. Opgemerkt moet worden dat de sterkte hierbij wel van dezelfde orde van grootte
was, maar dat de randvoorwaarden geheel anders konden zijn (vergelijk de
toenemende vervallen bij grotere schuivenfronten).
-A7.1-
^
I
Details berekeningen breukstenen dam
Toglaag breukstenen dam
Hiervoor werd afgeleid (M1631 deel I [65]):
p = K (AD) 0 * 83 (tg 0 cosa - sina) 0 , 8 3 (sina)~0*5 + constante
,raet
p
=
kritieke overspoelingshoogte (waterstand bovenstrooms
minus kruinniveau)
(m)
K
=
constante (binnen het onderzochte gebied)
(m 0 * 17 )
D
=
D^Q voor breuksteen en D
(m)
0
=
hoek van het natuurlijk talud * 45° voor zware breuksteen
(°)
a
=
taludhelling binnentalud
(°)
voor betonblokken
De golfinvloed bleek globaal in rekening te kunnen worden gebracht door optelling van 0.33 van de significante golfhoogte bij de P voor breuksteen en van
0.25 voor betonblokken.
Opmerkingen:
1. De voorgaande relatie is gebruikt voor het verhogen van de kruinhoogte van
de breukstenen dammen met het oog op nog praktisch haalbare steensorteringen, afhankelijk van de lokatle (zo hebben de breukstenen dammen aan de
belde eilandoevers een hogere kruin gekregen dan de aan de "binnenzijde"
gelegen dammen). Door het in die situatie niet of nauwelijks nog aanwezig
zijn van overtrekkende stroom zal het binnentalud mogelijk wat overgedimensioneerd zijn.
2. De resultaten van M1631 deel I [65] zijn verder geanalyseerd in M1741 deel
IV [91] en bleken goed overeen te stemmen met de stabiliteitskarakteristieken van afsluitdammen in de laatste fase van opbouw. Dit is met name belangwekkend in verband met de zeer zware stenen die op de breukstenen dam
zijn toegepast. In M1741 deel IV is ook een meer consistente stabiliteitsrelatie afgeleid.
-A7.2-
11
22üï^£^_5£^ylS^^eneÏÏ dammen
II.1 Voor de kruin van de onderbouw Is met invloedsfactoren gewerkt, waarbij
is uitgegaan van de relatie van Shields met Q/A in het breukstenen dam poortje
als referentiesnelheid. Voor de redenen en implicaties van deze keuze wordt
verwezen naar M2028 deel I [66]. Er geldt dan:
«/kK • ki \
v
, met
k-^
=
invloed stroombeeldverstoring
k2
=
Invloed golfwerking
Verder geldt:
U Q k = 18 log (f1) /$ /AF
, met
h
=
iji
=
waterdiepte boven de kruin ten opzichte van de benedenwaterstand
0.04
Opgemerkt wordt dat k^ afhankelijk is van het referentie-schadeniveau;
hiervoor is enige verspreide schade genomen (enkele tientallen stenen verplaatst). Dan blijkt:
ki
~
1.1 tot 1.3
k-^
= 1 . 3 tot 1.5
, zonder uitbouw (^uitgebouwde kern van de bovenbouw)
, voor halve uitbouw (=halverwege de randpijler)
De golfinvloed blijkt sterk te worden gedempt door de zware overtrekkende
stroming. Voor regelmatige golven met H = 3 m en T = 10 sec (aantal = 1000)
geldt voor steen 300-1000 kg (AD = 1.23 m ) :
k?
=
1.2
, voor de onderbouw, met of zonder uitbouw
k2
=
1.1 tot 1.3
, voor de uitbouw zelf (eveneens 300-1000 kg)
Voor de kruin van de onderbouw kan in werkelijkheid nog een reductie plaats
vinden In verband met de zwaardere steenklasse aldaar (1-3 ton: AD = 1.63 m ) .
-A7.3-
II.2 Een analyse van de resultaten met Ah als stuurparameter Is, in het kader
van deze evaluatie, In het navolgende uitgewerkt. Hierbij is Ah gedefinieerd
als het gemiddelde verval over de beide werkhavens ter weerszijden van de
Roompot. Hiertoe zijn de stabiliteitslijnen uitgezet in de navolgende twee
figuren, een met Q/A en de ander met Ah als belastinggrootheid.
201
1
ƒ
/
100
-1
talud, halve uitbouw r
1
/
;
X
talud
i
/
1
/
50
4
il
.
3
4
»»
£y
5
Q/A (m/s)
|
+ T2
# T7
X T3
<
••+ * V
X-
100
1
/
1
1
1
kruin, halve uitbouw
krui i
7^
/
.
talud, halve uitbouw Jf
f
201
+
1
/
#
/
t
/
1
X
/
i
/
talud
/
/
/
f
/
U
i
i
/
/
/
krul T
/
'
kruin, halve uitbouw
/
A
r
i
I
/
V
•w
X•
n
— * •
i
«
— •
J
/
*
->- A h (m)
resultaten voor i D « 0.91 m (modelsteen 3 0 0 - 1 0 0 0 kg)
*
-A7.4-
Uit de figuren blijkt duidelijk de grote gevoeligheid van de schade voor de
Q/A stroomsnelheid. Dit is bij het verval veel minder. De reden hiervoor is
dat de stroomsnelheid in zekere mate begrensd wordt door de volkomen afvoersituatie voor de breukstenen dam en vooral (vanwege de ondiepere ligging) door
de naastliggende dorpelpoortjes.
De halve uitbouw blijkt veel minder invloed te hebben wanneer met het verval
gerekend wordt. Uit de figuur komt de indicatie naar voren dat, zelfs bij inachtneming van een velligheidscoëfficiënt van 1.5, de stabiliteit tijdens de
bouw gewaarborgd zal zijn, omdat ook de steenklasse in werkelijkheid een
factor 1.75 zwaarder zal zijn (1-3 ton, tegenover deraodelsteen300-1000 kg
met AD = 0.91 m ) .
De eenduidigheid bij de interpretatie voor de vervalpresentatle laat zich ook
zien in de ten dele irreëel hoge ingestelde vervallen in het model. De zwaardere steenklasse in aanmerking nemend, moet worden gesteld dat de modelvervallen boven 2 m achterwege hadden kunnen blijven. In feite komt het erop neer
dat door de stroorabegrenzing in de ondiepe poortjes debieten van 1.4 en 1.5
maal het 1/jr debiet geen realiteitswaarde hebben.
Hiermee samenhangend moet worden gesteld, dat de marge in de sterkte (die in
werkelijkheid altijd wordt aangehouden), voor de breukstenen dam zeker niet
gelijkwaardig zal zijn als een marge in de belasting (die in een schaalmodel
wordt beproefd).
Ook voor de dieper gelegen drempelpoortjes in het midden van het sluitgat, ter
plaatse van een dorpelfront, is er een eenduidiger (in de zin van minder gevoelig) beeld wanneer het verval wordt genomen als referentiebelasting, getuige de, in het kader van deze evaluatie samengestelde, navolgende figuren.
x
ir m" m
-•
schadeniveau
R17
R 18 R19
o
R20
o
X
dorpel f r o n t s i t u a t i e
Ah
= 2.60
Ah
= 2.31
Ah
= 1.77
Ah
= 1 30
x:
<
li-
0
i
->
in
3m**in:
schade niveau
schadeniveau's
0
1
H
UT**
TTT
= geen steenverplaatsing
= begin steenverplaatsing
= uitgebreide steenverplaatsing
= geconcenteerde aantasting (over 1 m 2 of meer)
= falen afdeklaag over meerdere m 2
•
locatie de voorst
voorsterweg 28
marknesse
postbus 152
8300 ad e m meioord
jmiterdani
•
telefoon (05274) 2923
^
telex 42290 hylvo- nl
^
telefax (05274) 3573
hoofdkantoor
rotterdamseweg 185
delft
pustbus 177
2600 m h delft
telefoon (015) 569353
telex 38176 hydr-l-nf
tcli:f,ix(OI5)6l9674
waterloopkundig laboratorium | WL

NIEUWE CD - ShantyNederland

Voetbaltransfer is in strijd met het recht

PDF - 491 kB

kaart 2-4 - Waterschap Veluwe

247 Onderwatervideografie - Iets voor jou

Documentatieblad

ALL YOU CAN EAT! - Rondvaart Europoort

WACHTDIENST HUISARTSEN LOMMEL 2014

Factsheet Houtribdijk [Pdf-bestand]

1 Verslag kenniskring crisisbeheersing NAZB, maandag 27