Havendammen Scheveningen: Vergelijking van enkele profielen

W A T E R L O O P K U N D I G L A B O R A T O R I U M

RAPPORT N O: i 766

DWARSPROFIEL HA.VEBTDAMMM SCEEVMIHGM I n t e r i m r a p p o r t o k t o b e r ^366

AUTEUR: WATEELOOPKDUDIG LABORATORIUM DATUM: o k t o b e r 1966

CODE No:

B I B L I O T H E E K

B'anst Weg- en Waterbouwkunde

DWARSPROFIEL RA-VENDAMMEN SCHEVEfffflGEÈr I n t e r i m r a p p o r t o k t o b e r 1966

B I B L I O T H E E K

©ïsnst Weg- en Waterbouwkunde M 766 Postbus 5044, 2600 GA DELFT

r 4

SEP. 1981

HHOUD

1. Inleiding

2. Blokkendam 1. Algemeen

2. Dam met voorland op ST.A.P. -6,Om 3. Dam met voorland op N.A.P. -7»Om

5. Steenasfaltdam

4. Kruinhoogte van de steenasfaltdam 1. Algemeen

2. Golfoverslag steenasfaltdam 3.Bepaling van de kruinhoogte

1. Situatie model

2. Dwarsprofiel N ,

3. Dwarsprofiel K

4. Dwarsprofiel H

a^

5« Dwarsprofiel HF,

6. Dwarsprofiel N,

?

7. Combinaties van kubusgewicht en betondichtheid, met gelijke stabiliteit

8; Dwarsprofiel steenasfaltdam

9. Dwarsprofiel steenasfaltdam (gewijzigd)

10. Steenasfaltdam; aangenomen waterspanningsverdeling t.g.v. golfbeweging

11. Steenasfaltdam: sommatie van waterspanningen en gewicht voor het talud

aan de zeezijde

12.. Golfoverslag bij loodrechte aanval voor steenasfaltdam

13. Golfoverslag bij strijkgolven voor steenasfaltdam

Dwarsprofiel havendammen Scheveningen Interimrapport oktober I966

1. Inleiding

Overeenkomstig de conclusie van het interimrapport „Havendammen Scheveningen, vergelijking van enkele profielen", van april 1966, is het verdere onderzoek in het Waterloopkundig Laboratorium te Delft beperkt tot twee damtypen, in beide gevallen een dam waarvan de kern bestaat uit natuursteen van 300 - 1000 kg, maar respectievelijk afgedekt met beton-kubussen en met steenasfalt. Het stabiliteitsonderzoek van deze twee dam-typen zal hierna in dezelfde volgorde worden behandeld. Verder zal in dit verslag ook een berekening worden gegeven van de noodzakelijke kruin-hoogte voor een steenasfaltdam, overigens op dezelfde manier als reeds voor een blokkendam is uitgevoerd (rapport M 766 „Buitenhaven Scheveningen" I.v.m. ^.e voor deze berekening benodigde gegevens zijn enkele overslag-proeven uitgevoerd.

Hoewel het onderzoek nog niet helemaal gereed is, met name het stabi-liteitsonderzoek van de kop van de blokkendam moet nog worden uitgevoerd, bleek het toch mogelijk in dit verslag een afgerond overzicht te geven van de resultaten van reeds uitgevoerde proeven en berekeningen, omdat de diverse onderdelen steeds een op zichzelf staand geheel vormen. Om deze reden zijn de diverse conclusies steeds gegeven aan het eind van het desbetreffende hoofdstuk.

Tenzij anders is vermeld hebben alle hierin gebruikte maten betrekking op het prototype.

Dit verslag is samengesteld ötoor ir. J.H. van Oorschot.

2., Blokkendam 2.1. Algemeen

De stabiliteitsproeven met de blokkendam zijn uitgevoerd in de wind-goot. De golven werden opgewekt door een combinatie van golfschot en wind. Twee golfrichtingen zijn onderzocht, te weten golven met een voortplan-tingsrienting loodrecht en onder een hoek van 20° met de as van de dam. De golfhoogte is bij de proeven in de windgoot gekarakteriseerd door de H ^ , d.w.z. de golfhoogte die door 15$ van het aantal golven wordt bereikt of overschreden. Deze waarde is ongeveer gelijk aan de kenmer-kende golfhoogte E . /-.

De golfhoogte van de aankomende golf bij loodrechte aanval is gemeten

tussen de modelsecties (fig. 1 ) . Bij de proeven met strijkgolven is

de golfhoogte op 2 plaatsen gemeten, zodanig dat geen terugkaatsing

van het model of van de wanden te verwachten was .bij de meetpunten.

Gezien het gegeven dat i.v.m. de situatie de ontwerpgolfhoogte

gelijk kon worden gesteld aan de maximale golfhoogte bij waterstanden

tot het niveau van de kruin, is bij het modelonderzoek bij een

con-stante waterstand en golfperiode de golfhoogte telkens na 2 uur

(tijds-duur in het model) vergroot, tot de maximale golfhoogte werd bereikt.

Het model werd hierbij tussentijds niet gerepareerd, teneinde een

zo getrouw mogelijke weergave van de natuurlijke situatie te

bewerk-stelligen.

De onderzochte waterstanden varieerden van E&P -0,5m tot +5>0m«

Omdat de golfaanval afneemt als de waterstand het niveau van de kruin

bereikt (NAP +4,5m) is hiermee de dam voor de maximaal mogelijke

aanval beproefd.

Als golfperiode is voornamelijk 10 sec. aangehouden. Kortere

perioden ( »;8 sec.) bleken n.1.

geen

significant grotere golfaanval

te hebben, terwijl daarentegen de max. golfhoogte wel lager is. Grotere

perioden ( R? 12 sec.) he¥ben bij de hier optredende waterdiepten een

bijbehorende max. golfhoogte die nauwelijks groter is-dan bij T = 10 s e c ,

terwijl uit stabiliteitsproeven met o.a. de havendam van Europoort is

gebleken dat de golfaanval bij een periode van 12 sec. belangrijk

minder is dan bij perioden van 8 en 10 sec.

Bij alle onderzochte modellen was de lengteschaal N, = 50 en

volgens de modelwet van Froude de snelheid- en tijdschaal N en N, = V 501

° v t

De correctie voor het verschil in zout en zoet water en omrekeningen

naar andere combinaties van blokgewicht en betondichtheid met

ove-rigens dezelfde stabiliteit, zijn uitgevoerd met behulp van de

onder-staande formule, welke is afgeleid van de stabiliteitsformule van

Iribarren.

G(/*

_{w s}

~f

_{' w'}

)

3

—-

— = constant

/'"s.g

Waarin:

G = gewicht van de kubussen

!'••

= dichtheid van de gebruikte kubussen

,-„ = dichtheid van het water

.

- w

3.

Onderzocht zijn de dwarsprofielen op twee karakteristieke punten van het tracé, n.1. een punt nabij de aansluiting aan de bestaande haven-dammen, met een zeebodem op HAP -6,Om en een punt nabij het eind van de nieuwe dammen, met een zeebodem op HAP -7,Om en een veronderstelde uitschuring van de bodem, voor de bodemverdediging, van 2m.

Beide dwarsdoorsneden zijn gelijktijdig beproefd, in secties van 1m, volgens de opstelling van fig. 1•

2.2. Jam met voorland op HAP -6,0 m

Het uitgangspunt voor het onderzoek was het profiel H . (fig- 2 ) . In de loop van het onderzoek is het dwarsprofiel gewijzigd aan de hand van de proefresultaten, terwijl gelijktijdig het blokgewicht en de betondichtheid werden gevarieerd teneinde het vereiste blokge-wicht en de bijbehorende betondichtheid te bepalen. Achtereenvolgens zijn de volgende kubussen voor het talud aan de zeezijde onderzocht;

Gewicht (ton) Betondichtheid (kg/nr) Profiel

13,6 2750 Ha 1 ; Ha 2

11,2 2500 Ha 2 ; Na 3

15,4 2500 Ha 2 ; Ha 5

Al direkt bleek dat het achtertalud van profiel H . reeds bij

3> I

lage waterstanden volkomen onstabiel was t.g.v. overslaande golven. Ook de voorste rij kubussen aan de^teen van het voortalud werden ver-plaatst t.g.v. de golfaanval. Dit laatste o.a. door een gebrek aan onderling verband tussen deze kubussen. De teen van 300 - 1000 kg stenen tot een niveau van HAP - 3 , 5m bleek voldoende stabiel bij alle

onderzochte waterstanden. Weliswaar was het talud van 1:1,5 voor deze teen vrat te steil, maar onder invloed van de golfbeweging vormde zich enigszins flauwer talud, dat een evenwichtstoestand aannam bij de verdere golfaanval.

Het profiel H , is vervolgens gewijzigd in profiel H 0 (fig. 3 ) .

Hierbij zijn de 300 - 1000 kg stenen van het achtertalud afgedekt met een laag stenen van 1 - 6 ton, terwijl tevens de voorste rij kubussen van de teen is weggelaten. Het achtertalud bleek echter ook

nu bij de hogere waterstanden nog niet stabiel. Een verlenging van het afdekblok op het achtertalud tot 4m verhoogde de stabiliteit wel

enigszins, maar bij waterstanden van HAP +3,50m en hoger waren de beschadigingen nog dermate groot dat de 1 - 6 tons stenen zijn ver-vangen door betonkubussen van 7,3 ton, met een dichtheid van

2800 kg/m , zie profiel H (fig. 4 ) . In combinatie met een afdekblok

•z a5

van 4x4x1m bleek deze oplossing voor het achtertalud tenslotte aan de gestelde eisen te voldoen.

Voor het voortalud kon inmiddels na proeven met kubussen van 13,6 en 11,2 ton (resp. f- = 2750 en 2300 kg/m )een indrók worden verkregen van

s

het benodigde blokgewioht. Een kubus van 15,4 ton met een dichtheid van 2500 kg/nr bleek in een hierna volgende proef aan de gestelde eisen te voldoen.

Als controle is het profiel N , met kubussen van 1554 "bon en

= 2500 kg/m op het voortalud tenslotte op de volgende manier onderzocht: Bij een golfperiode van 10 sec. werd bij waterstanden vanaf HAP -0,5m met • 1m opklimmend tot NAP + 4,5»» telkens de golfhoogte opgevoerd tot de brekerhoogte voor het model werd bereikt, zonder hierbij het model tussentijds te repareren. Bij uiteindelijke schade zowel van voor- als achtertalud bedroeg slechts circa ~Lfe van het totale aantal blokken. Hierbij is niet meegerekend een geringe zetting van vooral de bovenste laag kubussen van het voortalud, welke zetting

reeds optreedt bij een relatief lage golfhoogte. Deze zetting valt in het bijzonder op omdat de blokken direkt tegen het kruinstuk niet zakken. Zodra de kubussen evenwel een dichtere stapeling hebben ver-kregen gaat deze zetting niet verder . Dit bezwaar is op te heffen door een aantal kubussen in depot te houden, zodat de zetting na ver-loop van enige tijd hersteld kan worden, als afsluiting van de bouw.

Daar niet alleen overslaande golven bepalend zijn voor de sta—

r biliteit van het achtertalud, maar ook directe golfaanval t.g.v.

golf-penetratie door de mond is profiel N , ook beproefd bij loodrechte

a3

aanval op de havenzijde van de dam.

De golfhoogte behorend bij een schadepercentage van 1 - 2$ was 4,Om bij een waterstand van NAP -0,50m en,;. 4,75mbij waterstanden hoger dan NAP +l,50m (T = 10 s e c ) . Gaan we er van uit dat aan èe

havenzijde van de dam een voorland op NAP -7,Om aanwezig is, dan blijkt uit de frequentielijn voor golfhoogten (zie nota no: K 403 van Rijks-waterstaat, „Overschrijdingsfrequenties van golfhoogten bij bepaalde waterstanden, geldend voor een punt op een diepte van NAP -7m nabij de havenmond van Scheveningen") dat de overschrijdingsfrequenties vajft gpjlyen groter van 4,0 en 4,75»? respectievelijk bij waterstanden van NAP -0,5m en hoger dan NAP +l,5m» verwaarloosbaar kjgjn zijn.

Omdat als gevolg van het gekozen tracé veelal golfaanval onder < een hoek kleiner dan 90 zal optreden, is ook de stabiliteit van het

achtertalud bij golfaanval onder een hoek van 20 onderzocht. De golf-hoogte behorend bij een begin van schade was in dit geval 4,50m i.p.v. 4,Om (waterstand NAP -0,5m, T = 10 s e c ) . Daar ook de stabiliteit

5.

van profiel N ? (fif- 6) bij golf aanval onder een hoek van 20 niet

minder was dan bij loodrechte aanval, kon ook voor het voortalud van profiel N , geconcludeers worden dat loodrechte aanval maatgevend is voor de stabiliteit.

Conclusie; Profiel I , (fig. 4 ) , afgedekt met kubussen van 15 ton,

3 / 3 f - 2500 k g / m , op het voortalud en kubussen van 7 ton, f- = 2800 kg/m, op het acbtertalud, voldoet aan_de gestelde eisen. Deze combinaties

van blokgewicht en betondichtheid kunnen worden omgerekend naar andere combinaties met overigens dezelfde stabiliteit, m.b.v. de formule op blz. 2 (zie ook fig. 7 ) * Teneinde het caisson op de kruin voldoende te beschermen is er voor gezorgd dat er zich steeds een horizontale laag van tenminste 2 kubussen breed voor het caisson bevond. Dit is mogelijk als de breedte van het horizontale gedeelte van de kern voor het caisson ongeveer 3m bedraagt. De teenconstructie van 300 — 1000 kg stenen is zo lang dat een afvlakking van het voortalud van deze teen geen invloed heeft op de stabiliteit van de kubussen.

2.3. Dam met voorland op MAP -7,Om.

In verband met de plaats van het te onderzoeken dwarsprofiel nabij de einden van de havendammen en de daar optredende stroomcon-centratie, is bij het modelonderzoek aan de zeezijde,van de dam een verdieping, van de oorspronkelijke zeebodem tot NAP -9,Om aangenomen. In deze situatie waarvan een dwarsprofiel is gegeven in fig. 5 is zo-wel de golfaanval door overslag als de direkte golfaanval op het talud aan de havenzijde belangrijk zwaarder dan bij de profielen N het geval was. Derhalve is besloten het profiel hier ter plaatse symetrisch uit te voeren, aanvankelijk volgens profiel K (fig. 5 ) .

Evenals bij de profielen 13 zijn diverse combinaties van

blok-3»

gewicht en betondichtheid onderzocht, zodanig dat de vereiste combi-naties blokgewicht en betondichtheid voor de zee- en havenzijde afzon-derlijk zouden kunnen worden bepaald. Het zwaarste blok, op die manier gevonden, is maatgevend voor zowel zee- als havenzijde, i.v.m. mogelijke golfaanval van beide zijden. De volgende combinaties van blokgewicht en betondichtheid zijn aan beide zijden van de dam onderzocht:

Gewicht (ton) Betondichtheid (kg/m ) Profiel

19 2720 ir

14 2850 Mb 2

20,8 2360 H__ 20 2800 H. .

Evenals b i j de p r o f i e l e n ff b l e e k h e t gewenst h e t a a n t a l kubussen

3.

op de teen minimaal te houden, omdat de kubussen die te ver van het

voortalud verwijderd liggen niet stabiel zijn. De teen zelf bleek echter in tegenstelling tot profiel ff niet stabiel, een vervanging van de

500 - 1000 kg stenen door 1 - 6 tons stenen was evenwel voldoende. Gezien deze resultaten is profiel ff , vervolgens gewijzigd in profiel Nb 2 (fig. 6 ) .

De met de verschillende kubussen uitgevoerde proeven toonden aan dat zowel aan de zee- als aan de havenzijde minimaal kubussen met een gewicht van 20 ton en een betondichtheid van 2800 kg/m vereist waren. Een controleproef met deze kubussen, waarbij de waterstand werd verhoogd met 1m vanaf HAP -0,5m tot IAP +Ai5& en <*© golfhoogte steeds

werd opgevoerd tot de brekerhoogte voor het model bij een golfperiode van 10 s e c , gaf een totaalschade aan het eind van de proef te zien van bijna 1^ voor het voortalud en ruim 1j£ voor het achtertalud. Verder ontstond er een lichte vervorming van de voorzijde van de berm van

1 - 6 ton, welke na enige tijd een evenwichtstoestand had bereikt.

Een proef met golfaanval onder een hoek van 20 met de damas toonde aan dat loodrechte aanval het ongunstigste is.

Ook het blok van 20 ton en een betondichtheid van 2800 kg/m kan worden omgerekend naar kubussen met andere combinaties van gewicht en betondichtheid met dezelfde stabiliteit (fig. 7 ) - Hier geldt echter wel een beperking. Bij proeven met kubussen met een relatief grote

ribbe (20,8 ton en /-, . = 2360 kg/m5) bleek n.1. een te ver uitsteken

van de kubussen van het achtertalud boven het caisson nadelig te zijn voor de stabiliteit. Deze kubussen werden in dit geval extra blootgesteld aan de aanval van overslaande golven, zodat een spleet tussen de kruin-kubussen en het caisson ontstond, terwijl tenslotte zelfs plaatselijk de gehele bovenste laag kubussen werd weggeslagen

Conclusie:

Profiel ff, _ (fig. 6 ) , afgedekt met kubussen van 20 ton en een beton-dichtheid van 2800 kg/m voldoet aan de gestelde eisen. Omrekening naar andere combinaties van gewicht en betondichtheid is mogelijk (fig. 7 ) , onder voorbehoud dat voor dichtheden kleiner dan 2800 kg/m het profiel wordt aan-gepast. Voor niet te grote afwijkingen van p beton = 2800 kg/m is deze aanpassing mogelijk door de onderste laag kubussen van de kruin te vervangen door kubussen met een kleinere ribbe, bijvoorbeeld de kubussen van 15 ton en

p beton = 2500 kg/m welke voor profiel ff voldeden. Aan de plaatsing van

1 aj

Wat betreft de aanvankelijke zetting geldt hetzelfde als bij profiel Ha,. Ook hier kan een aantal kubussen in depot worden gehouden om na verloop van tijd deze aanvankelijke zetting te kunnen elimineren.

De teenconstructie van 1-6 tons stenen is stabiel, afgezien van een aanvankelijke afvlakking van de voorzijde van deze bermen. De bermen zijn evenwel zo breed dat deze afvlakking geen invloed heeft op de stabiliteit van de kubussen.

3. Steenasfaltdam.

Een uitgebreid onderzoek naar de stabiliteit van een steenasfaltdam, hetgeen het uitvoeren van vrij gecompliceerde drukmetingen inhoudt, werd in dit stadium van het ontwerp niet noodzakelijk geacht. In plaats hiervan is het onderzoek beperkt tot het uitvoeren van zowel enkele proeven met een geometrisch gelijkvormig model, met behulp waarvan visueel het gedrag van de dam onder invloed van een regelmatige golfbeweging werd bepaald, als een gesimplificeerde stabjULiteitsbexekening'-v^ om de oorzaken/ van een

eventuele instabiliteit te kunnen vaststellen.

Opgemerkt dieet te worden dat hierna volgende conclusies betreffende de stabiliteit allen betrekking hebben op de omstandigheden zoals die in het model aanwezig waren.

De proeven zijn uitgevoerd in een goot van 0,50 m breed, waarin m.b.v. een golfschot regelmatige golven konden worden opgewekt. De lengteschaal was zoals bij de blokkendam ÏL = 50 e n &© snelheid- en tijdschaal ÜT = N, =''50.

De "steenasfalt" taluds in het model bestonden uit een cement-zand mengsel, met een dichtheid van 2100 kg/m . De naden langs deze taluds zijn steeds af-gedicht om een goede ontwikkeling van de waterdrukken in de dam mogelijk *e maken.

Omdat het golfbeeld voor het model bestond uit een samenstel van aan-komende en gereflecteerde golven, is voor de golfhoogte van de aanaan-komende golf het gemiddelde tussen buik en knoop aangehouden.

Uitgangspunt was het onderzoek van een dwarsprofiel, voorgesteld door Rijkswaterstaat, Bouwbureau IJmuiden (fig. 8 ) * Dit profiel is bij 2 water-standen, 3ST.A.P. + 1,0 m en + 3>0 m en 2 golfperioden, 8 en 10 sec, beproefd. Bij elke combinatie van waterstand en golfperiode werd na iedere 15 min.

(tijdsduur in het model) de golfhoogte opgevoerd, na eerst de eventuele schade van de dam te hebben bepaald, door verplaatsingen van karakteristieke punten op te meten.

Het profiel van fig. 8 bleek vooral bij de waterstand N.A.P. + 3,0 m volkomen instabiel te zijn bij de maximale golfhoogte. De golfhoogte waarbij de eerste verplaatsing van het talud aan de zeezijde werd waargenomen was;

vrijwel gelijk voor t = 8 sec en T = 10 sec en bij NAP +1,0 m. De min. golf-golfhoogte waarbij een verplaatsing van het voortaluf w erd waargenomen was,

zonder bestorting van de teen met 1-6 tons stenen, H = 3,5 m e n

me

^

bestorting H = 4,0 m (waterstand N.A.P. + 3,0 m, T = 10 sec). De

stabili-teit van de 1-6 tons stenen zelf wordt aan het eind van dit hoofdstuk nog

besproken. Nadat de resultaten van deze proeven bekend waren, zijn enkele

berekeningen uitgevoerd, waarbij ter bepaling van de stabiliteit de

resul-tante van waterspanningen en gewicht van het talud aan de zeezijde werd

bepaald.

De waterdruk op het talud is hierbij aangenomen zoals in fig. 10 is

aangegeven. Er is verder verondersteld dat de onderdruk i.v.m. het ontbreken

van komberging in de kern van de dam in fase was met de waterdruk bij de

teen van het talud aan de zeezijde. Drukmetingen aan het model van de

nieuwe havendammen van IJmuiden toonden aan dat de veronderstellingen wat

betreft grootte en fase van de onderdruk niet te pessimistisch zijn. Daar

het hele beeld van de watBrspanningennu afhankelijk is van de golfvorm, is

de golfbeweging voor het model(bij een waterstand van H.A.P. + 3,0 m,

golfperioden van 8,3 sec en 9»6 sec en verschillende golfhoogten)

vastge-legd m.b.v. een filmcamera, die een opnamesnelheid van 24 beeldjes per sec

had.

De bovenomschreven berekening is uitgevoerd voor het profiel van

fig. 8, bij een golfhoogte van 6,4 m* ©en golfperiode van 8,3 sec en 9>6 sec

en een waterstand van N.A.P. + 3,0 m. De ongunstigste combinatie van

water-druk en gewicht voor het voortalud is weergegeven in fig. 11. In deze figuur

zijn ook 2 resultantes weergegeven behorend bij een golfhoogte van 4 m

(de golfhoogte waarbij in de proeven de eerste verplaatsing van het

voor-talud werd waargenomen), bepaald enerzijds door de waterspanningen bij

H = 6,4 m lineair te reduceren met H tot H = 4 m> anderzijds uit filmopnamen

bij een golfhoogte van H = 4,0 m. Deze 2 resultantes geven dus de situatie

aan waarbij de dam op het punt staat zijn stabiliteit te verliezen.

Uit de berekeningen van de waterspanningen blijkt dat vooral de ver

vooruitstekende teen van het voortalud oorzaak is van grote onderdrukken

en daardoor van instabiliteit. In verband hiermee is het profiel gewijzigd

in dat van fig. 9. De teen van de steenasfalttaluds is nu vervangen door

een berm van 1-6 tons stenen, waardoor zowel grootte als richting van de

onderdruk aan de teen van het talud veel gunstiger worden.

Met dit verbeterde profiel zijn eveneens enkele stabiliteitsproeven

uitgevoerd, bij waterstanden van N.A.P. + 1,0 m en + 3?0 m en golfperioden

van 8 sec en 10 sec. In geen van de onderzochte toestanden was een beweging

of verplaatsing van de taluds van de dam waar te nemen.

9. Omdat uit deze proeven niet bleek welke reserve er nog aanwezig was in het gewicht van de taluds, is ook voor het verbeterde profiel een stabi-liteitsberekening uitgevoerd. De resultante van waterspanningen en gewicht verschilde in het ongunstigste geval (H = 6,4 m, T = 8,3 sec en waterstand M.A.P. + 3,0 m) weinig van de resultantes waarbij in het oorspronkelijke profiel de eerste verplaatsingen werden waargenomen, (fig. 11). Daar de golfhoogte waarbij de berekening voor het verbeterde profiel is uitgevoerd, H = 6,4 m» tevens vrijwel de brekerhoogte is, mag worden aangenomen dat, hoewel het gewijzigde profiel bij de ongunstigste waterstand en maximale golfhoogte in het model nog stabiel was, een eventueel nog mogelijke gewichts-besparing gering zal zijn zodat van een verdergaand onderzoek in dit stadium is afgezien.

Bij proeven met zowel het oorspronkelijke als het gewijzigde dwarspro-fiel bleek de stenen berm van 1-6 tons stenen aan de zeezijde van de dam niet stabiel. Ben mogelijkheid om de stabiliteit van deze stenen berm te verzekeren is o.a. het "spikkelen" van het oppervlak, d.w.z. op bepaalde on-derlinge afstanden een aantal stenen verbinden tot één geheel door middel van plaatselijke gestort asfalt. Proeven welke hieromtrent in ander verband zijn uitgevoerd hebben aangetoond dat op deze manier onder de beschreven om-standigheden een stabiel geheel kan worden verkregen. Van volledige penetratie van de stenen berm met asfalt moet worden afgezien, omdat dan min of meer het niet stabiele dwarsprofiel van fig. 8 weer wordt gevormd.

Obnclusie;

Het dwarsprofiel dat als uitgangspunt voor het onderzoek diende (fig. 8) bleek in het model niet te voldoen aan de stabiliteitseisen. Aan de hand

van een stabiliteitsberekening is dit profiel enigszins gewijzigd (fig. 9 ) . Hoewel bij proeven welke hierna zijn uitgevoerd deze oplossing stabiel was bij de maximale golf aanval, toonde een stabiliteitsberekening aan dat,, een eventueel nog mogelijke gewichtsbesparing gering zal zijn, zodat er geen sprake is y^n ovaróLijnensionering.

4. Kruinhoogte van de steenasfaltdam. 4«1« Algemeen.

De berekeningswijze welke is toegepast om een verantwoorde keuze van de kruinhoogte te kunnen maken is identiek aan die voor de blokkendam, opge-nomen in rapport M 766 "Buitenhaven Scheveningen". Omdat echter tijdens het opstellen van voornoemd rapport nog geen gegevens beschikbaar waren over de mate van golfoverslag bij een steenasfaltdam met een dwarsprofiel zoals in

worden verschoven naar een later tijdstip.

Inmiddels zijn in de windgoot van het I.'aboratorium te Delft overslag-proeven met een steenasfaltdam uitgevoerd, zodat de kruinhoogteberekening van de steenasfaltdam in dit rapport kon worden opgenomen.

Hóewei dus de berekeningswijze al is uiteengezet in rapport M 766 "Buitenhaven Scheveningen", is hij uit practische overwegingen ook in dit rapport opgenomen.

4 «2. Golfoverslag steenasfaltdam.

De overslagproeven zijn opgezet met het doel de noodzakelijke gegevens te verschaffen voor de kruinhoogteberekening van de steenasfaltdam. Hiertoe is bij 2 golfrichtingen, 2 golfperioden en verschillende waterstanden de verhouding van de golfhoogte aan de havenzijde van de dam en de hoogte van de aankomende golf aan de zeezijde bepaald.

De proeven zijn uitgevoerd m.b.v. een houten model, waarvan de buiten-omtrek dezelfde was als in fig. 8. De schalen waren dezelfde als bij de voor-gaande proeven (3SL = 50 N = ÏT =''50). Twee golf richtingen zijn onderzocht, te weten golven waarvan de voortplantingsrientingen een hoek van 90 en van 30 met de as van de dam maakten. Bij de loodrechte aanval was de opstelling van de modellen dezelfde als bij de blokkendam (fig. l ) . De hoogte van de aankomende golf werd gemeten naast en tussen de modellen (fig. l) en de golf-hoogte aan de havenzijde van de dam op 2 punten op enige afstand achter de dam. Bij de proeven met strijkgolven werd de gehele breedte van de windgoot gebruikt, waarbij op zodanige manier golfdempende constructies waren aange-bracht, dat op enige afstand voor en achter de dam respectievelijk de aan-komende golf en de golf t.g.v. overslag werden gemeten, zonder

terugkaat-singen van het model of van de wanden van de windgoot.

De onderzochte golfperioden waren 8 sec. en 10 sec, terwijl ook hier evenals bij de blokkendam de golven werden opgewekt door een combinatie van golfschot en wind. De proefresultaten zijn weergegeven in de figuren 12 en 13* De golfhoogte in deze grafieken is H,e (blz. 1 ) . Zoals mocht worden

15

verwacht valt enige invloed van de golfperiode op de golfopwekking door over-slag waar te nemen. Tevens is de spreiding in de resultaten vrij groot, omdat niet samenhangende watermassa's over de dam slaan, waarbij toevallige omstandigheden een vrij grote rol spelen. Yoor de berekening is uitgegaan van een gemiddelde waarbij alleen kruinhoogte en golfhoogte als variabelen zijn beschouwd. Yoor het beoogde doel, en rekening houdend met de nauwkeurigheid waarmee een frequentiebeschouwing als hierna volgt kan worden opgezet, is dit acceptabel.

11.

T.b.v. de kruinhoogteberekening zijn in plaats van waterstanden de verschil-len tussen stilwaterstand en niveau van de kruin (ïJ.A.P. + 4? 5 m) aangegeven.

Hoewel dit niet geheel exact is zijn de grafieken van fig. 12 en 13 ook toegepast voor andere kruinhoogten.

4;3 . Bepaling van de kruinhoogte.

Bij de bepaling van de hoogte van de havenhoofden is van de veron-derstelling uitgegaan dat de frequentie van onrust in de binnenhavens tengevolge van de golfdoordringing door de mond alleen reeds zo groot is, dat een vergroting van deze frequentie tengevolge van overslag over de dammen klein moet zijn. Omdat met frequentie-verdelingen wordt gewerkt is het niet mogelijk deze vergroting nul te maken. Het genoemde kriteri-um houdt in, dat het optreden van overslag bij relatief lage dammen zal leiden tot overlast in de binnenhavens.

Het feit dat de kritieke golfhoogte in de binnenhavens niet alleen vaker voorkomt tengevolge van overslag maar dat, als deze wordt

over-schreden de onrust ook groter is dan bij oneindig hoge dammen, wordt hier verder buiten beschouwing gelaten.

Met behulp van het bovengenoemde kriterium kan een kruinhoogte wor-den gekozen, door eerst de golfbeweging in de binnenhavens te voorspel-len, uitgaande van oneindig hoge havendammen en vervolgens de vergroting van de frequentie van onrust in de binnenhavens tengevolge van overslag te berekenen bij verschillende kruinhoogten.

Als gebied voor de beoordeling van de golfbeweging in de binnen-havens is gekozen de toegang naar de binnenvoorhaven. De maximaal te accepteren golfhoogte in deze toegang is gesteld op 1,0 m. Verder zul-len ook de gevolgen voor de damhoogte worden nagegaan als deze kritieke golfhoogij© wordt verhoogd tot 1,5 m.

Voor het voorspellen van de golfbeweging in de binnenhavens moet men kennens

a. de frequenties van golfhoogten voor verschillende golfrichtingen en waterstanden op de plaats van de toekomstige havenmond.

b. de golfdoordringing in de binnenhavens - in procenten - als functie van de golfdoordringing op zee, de golfperiode em de waterstand. c. de mate van overslag, welke met de golfdoordringing door de mond een

ad. a. Bij de berekeningen is gebruik gemaakt van de nota K-362 van Eijkswaterstaat. "Frequenties van golfhoogten en waterstanden op de Maasvlakte als randvoorwaarden voor het ontwerp van de havenmond van Europoort". Inmiddels zijn deze gegevens ook voor Scheveningen

be-schikbaar gekomen en is gebleken, dat de hier benodigde frequentie-lijnen voor gelijke bodemligging(N.A.P<r-*7ni) overeenstemmen met die, welke uit bovengenoemde nota konden worden afgeleid.

De frequentielijnen worden in sterke mate bepaald door de waterdiepte. Hiervoor is uitgegaan van een bodemligging bij de koppen der dammen vanNéiA. P. "-.Tm.Bovendien is rekening gehouden met een verdieping tot H.AP.—r9» bij de kop van het zuiderhoofd.

De overschrijdingsfrequenties van golfhoogten, bij een bepaald water-standsinterval van 0,5 m, zijn gereduceerd voor de verschillende golf— richtingen door de golfrichting gelijk te stellen aan de windrichting. De frequenties van waterstanden bij een bepaalde windrichting zijn

n.1. vrij g©ed bekend.

De reductiefactor wordt dans

_ frequentie van waterstandsinterval, met windr. in kritieke sector frequentie van waterstandsinterval, met windr. tussen Z.W. en N.0. Yoor de sectoren en waterstandsintervallen welke daarvoor in aanmerking komen zijn de reductiefactoren berekend en verzameld in tabel I.

13.

Tabel I: Reductiefactoren van golfh. frequ. voor verschillende sectoren

waterstand-interval tpOoV. W.A.P. Sectoren waterstand-interval tpOoV. W.A.P. ZW; WZW| W (215° - 282°) OTW; i Ntf (282° - 315°) (515° - 536°) -| NOT; N; M O ; NO (358° - 56°) 1,0+ - 1,5+ + + 1,5 - 2,0+ 2,0+ - 2,5+ 2»5+ - 3,0+ + + 3,0+ - 3,5 5,5+ - 4,0+ 4,0+ - 4,5+ 4,5+ - 5,0+ 0,46 0,33 0,22 0,14 0,07 0,02 ::: 0 0,37 0,43 0,51 0,59 0,69 0,76 0,76 0,09 0,13 0,19 0,25 0,25 0,24 0,22 0,24 0,04 0,05 0,02 0,02 '; 0

~ 0

=r 0

ad. b. De gemiddelde relatieve golfhoogte in de toegang tot de binnenvoor-haven kan globaal gesteld worden op 25f° voor golfrichtingen op zee tussen 515 en 535 • Voor de overige richtingen kan 15/° worden aangehouden (par. 4.6.). De golfperiode en waterstand blijken voor deze globale aannamen niet van groot belang te zijn (tabel lil).

ad. c. De golfaanval is in verband met de bepaling van de overslag gesplitst in loodrecht en strijkend.

Bij loodrechte aanval (golfrichtingen tussen Zi en ïï) is, hoewel er vrijwel geen golfdoordringing door de mond is, een maximaal toelaatbare golfhoogte achter de nieuwe dam tengevolge van overslag (H ) van 2 m aangehouden; dit vooral in verband met de ongunstige golfrichting ten opzichte van de vaar-richting binnen de havendammen.

Bij strijkende golfaanval is de maximaal toelaatbare golfhoogte achter de nieuwe dam tengevolge van overslag (H ) afhankelijk gesteld van de golfhoogte in de toegang tot de binnenvoorhaven tengevolge van golfdoordringing door de mond alleen (H ) . Geen overslag van betekenis wordt hierbij gesteld op een golfhoogte (HQ) van 0,5 m en 0,75 m, resp. bij een kritieke golfhoogte in

de toegang tot de binnenvoorhaven van 1,0 m en 1,5 m.

De toelaatbare golfhoogte tengevolge van overslag (in formulevorm ter verkrijging van een objectieve vergelijkingsbasis) is in verband hier-mee als volgt gesteld:

H

0

^ 3 , 7 5 - 2 H

p (^ntiak- 1'5®>

Yerder is H = k.H (H = hoogte aankomende golf), terwijl H

Q zowel voor

strijkgolven als voor loodrechte aanval op max. 2 m is gesteld.

In verband met het bovenstaande geldt als kriterium voor de golfhoogte

tengevolge van overslag het interval 0,5 - 2 u resp. 0,75 - 2 m bij

kritieke golfhoogten in de toegang naar de binnenvoorhaven van resp.

1 en 1,5 m.

Be frequentie van onrust tengevolge van overslag wordt uitgedrukt als

een percentage van de frequentie van onrust tengevolge van

golfdoordrin-ging door de mond. Volgens het reeds eerder genoemde kriterium dient dit

percentage klein te zijn.

De overschrijdingsfrequentie van golven hoger dan 4 m resp. 6 m

- behorende bij de genoemde kritieke golfhoogten in de toegang naar de

binnenvoorhaven van 1 m en 1,5 n - bedraagt op een diepte van l.A.P.

- ] ia bij alle waterstanden, oneindig hoge dammen en voor alle

golfrich-tingen resp.

3J0.10"*

f°

en 5«10~

f°

van de tijd.

Gereduceerd voor de kritieke richtingen (ïï¥ tot HH¥) met behulp van de

in hiervoor vermelde tabel genoemde reductiefactoren worden deze

overschrij-dingsfrequenties resp. 6,1.10

$>

en 1,1.10

fo

van de tijd.

Indien een verdieping optreedt tot 2T.A.P. ->9

M

worden de bovengenoemd»

frequenties bij alle waterstanden, oneindig hoge dammen en voor alle

—1 —^

golf richtingen resp. 1,3 «10

'fo

en 1 0

-

^ van de tijd., la reductie voor

de kritieke richtingen worden deze overschrijdingsfrequenties 1,7-10

fo

en 2,2.10~^é van de tijd.

De bijdrage van de andere richtingen is verwaarloosbaar klein ten

op-zichte van deze frequenties.

De bijdrage van de overslag is berekend door bij ieder

waterstandsinter-val de golfhoogte H te bepalen, waarbij tengevolge van overslag en

golf-doordringing door de mond een kritieke situatie ontstaat en de

over-schrijdingsfrequenties van deze golven voor de verschillende

waterstands-intervallen te sommeren.

Daar voor de sector ETW-MNtf de overschrijdingsfrequentie van golven

groter dan 4 m, resp. 6 m juist de frequentie van onrust bij oneindig

hoge dammen is, is voor de toename van de onrustfrequentie tengevolge

van overslag alleen het verschil in overschrijdingsfrequentie genomen

tussen H en 4 m» resp. 6 m.

Een voorbeeld van een dergelijke berekening is weergegeven in tabel U i

De resultaten van de totale berekening zijn samengevat in tabel III, waarin

tevens ter vergelijking de uitkomsten van de berekening voor de blokkendam

zijn opgenomen.

15. Tabel lis Frequentie van onrust t.g.v. overslag.

Steenasfaltdam met kruinhoogte N.A.P. + 4«5 ffl. H^^-j-^g^l.O m.

s e c t o r i w a t e r s t a n d i n t e r v a l i n m. boven N.AJ2 H i n m i n m Ho i n nu HP o v e r s c h r . f r . H i n io v . d . t i j d alle richtingen o v e r s c h r . f r . H i n io v . d . t i j d g e r e d u c e e r d s e c t o r e n

zw - wzw - w

1*5 - 2 , 0 2 , 0 - 2 , 5 6 , 0 5 , 5 2 , 0 2 , 0 - ^ 0 7 ' . I O "4 rz 0 2 , 3 - I O- 4 i S. a a n v a l 2 , 5 - 3 , 0 3 , 0 - 3 , 5 5 , 5 5 , 0 2 , 0 2 , 0 : 1 , 3 . 1 0 - 3 1 . 1 0 - 3 2 , 9 . I O- 4 1,4 . 1 0 - 4 bodem 3 , 5 - 4 , 0 5 , 0 2 , 0 - 2 , 1 . 1 0 - 4 0 , 1 5 . 1 0 - 4 N . A . P . - 9 at- 4 , 0 - 4 , 5 4 , 5 2 , 0 - 5 , 5 . 1 0 - 5 0 , 0 1 . 1 0 - 4

1

= 6 , 7 6 . I O- 4 s e c t o r e n MW - ^ UW 1,5 - 2 , 0 2 , 0 - 2 , 5 5 , 5 5 , 0 0 , 9 0 , 9 5 0 , 8 0 , 7 5 8 . 1 0 - 5 7.. . 1 0 - 3 0 , 3 - I O '4 3 0 , 1 . 1 0 - 4 2 , 5 - 3 , o 4 , 5 1,0 0 , 7 5 , 3 . 1 0 - 3 2 7 , 0 . 1 0 - 4 / / a a n v a l 3 , 0 - 3 , 5 4 , 5 1,2 0 , 7 1 , 2 . 1 0 - 3 7 , 1 . 1 0 - 4 3,.5. - 4 , 0 4 , 0 1,25 0 , 6 2 , 3 . 1 0 - 4 1,6 . 1 0 - 4 bodem 4 , 0 - 4 , * 3 , 5 1,3 0 , 5 5 5 , 5 . 1 0 - 5 0 , 4 . 1 0 - 4 N . A . P . - 9 m. 4 , 5 - 5 , 0 < 3 , 5 - 1 , 2 . 1 0 - 5 0 , 1 . 1 0 - 4 i

£

= 66,6 . 1 0 ~4 s e c t o r e n è MW - f NHW 2 , 0 - 2 , 5 4 , 0 - 4 , 0 0 , 6 1,0 0 0 / / a a n v a l 2 , 5 - 3 , 0 3 , 5 - 4 , 0 0 , 6 5 0,9 1 . 1 0 - 3 2 , 5 . I O- 4 bodem N . A . P . - 9 m-3 , 0 - m-3 , 5 < m-3 , 5 - 4 , 0 - ~ 0

_•~o

r-*> = 2 , 5 . i o ~4 s e c t o r e n jüNW-N-mO-NO / / a a n v a l 2 , 0 - 2 , 5 2 , 5 - 3 , 0 5 , 0 4 , 5 0 , 9 5 1,0 0 , 7 5 0 , 7 ~ 0 2 , 5 . 1 0 - 3 ~ 0 0 , 5 0 . 1 0 - 4 s e c t o r e n jüNW-N-mO-NO / / a a n v a l 3 , 0 - 3 , 5 4 , 5 1,2 0 , 6 5 1 , 1 . 1 0 - 3 0 , 2 2 . 1 0 - 4 bodem N . A . P . - 7 m< 3 , 5 - 4 , 0 4 , 0 1,25 0}6 2 , 3 . 1 0 - 4 "X.0

2 =

0 , 7 2 . i o "4 £+rt+*0,75 • 10" -tot

Tabel IIIs Frequenties van onrust in binnenhavens bij blokkendam. kritieke golfh. in toegang bin-nenvoorhaven kruinhoogte t.o.v. ÏT.A.P.

freq. onrust

t.g.v. penetr.

door mond

freq. onrust

t.g.v.

over-slag

freq. over-slag in i van freq. penetr. » voorland noorderhoofd. I.A.P. -7 m zuiderhoofds U.A.P. -9 m 1,0 m 1,0 m 1,0 m 1,5 m 1,5 m

+ 4,4" 'i,l.io"

2

fo

+ 4,5 1,7.IQ"2" #

+

$ip

Ï,7.10"2 /o

+ 5,0 2,2.10~4

i»

+

5,5 2,2.10~4

io

.1,1. io"

2

i

3 .io~

3

%

i,2'.io"

3

i

5 . i o

- 3

i

i,7.io"

4

i

65 18 7 230 80 voorland U.A.P. -7 m 1,0 m 1,0 m

+ 4,5

+ 5,0

6,1.10~3

io

6,1.10-3

io

1,1.10

J

i

4,o.io~

4

%

18 6,5

Frequenties van onrust in binnenhavens bij

steenasfaltdam.

kritieke golfh. in toegang bin-n ebin-nvo o rhavebin-n

kruinhoogte

t.o.v»

I.A.P.

freq. onrust

t.g.v. penetr.

door mond

freq. onrust

t.g.v.

over-slag

freq. over-slag in i van freq. penetr. voorland noorderhoofd N.A.P. -7 m zuiderhoofd I.A.P. -9 m 1,0 1,0 1,0 1,0 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5

+ 4,0

+ 4,5

+ 5,0

+ 5,5

+ 5,0

+ 5,5

+ 6,0

+ 6,5

+ 7,0

+ 7,5

1,7.10~2

i

1,7-10~2

io

1,7.10~2

%

1,7.10~2

i

2,2.10~4

i

2,2.10"4

i

2,2.10~4

i

2,2.10"4

%

2,2.10~4

i

2,2.10""

4

i

1,6.10"2

$>

7,6.10~3

i

3,2.10"3

i

i,9.io~

3

i

1,2.10"3

i

6,3.10"4

i

1,9.10"4

i

8,7.10~5

i

3,8.10~5

i

1,1.IO"5 % 94 45 19 11 545 286 86 40 17 5 voorland N.A.P. -7 m

1,0

+ 5,0

6,1.10 3

i

9,1.10"4 $

₁₅

i

17. Conclusie;

De keuze van een kruinhoogte op grond van de in tabel III gegeven resultaten blijft een subjectief karakter behouden. Voor een blokkendam lijkt een kruinhoogte van&APn- 4i5 inacceptabel bij een kritieke

golf-hoogte in de binnenvoorhaven van 1 m. Hierbij wordt de frequentie van onrust 18% groter dan in het geval dat nooit overslag over de dammen

optreedt-Een overeenkomstige conslusie is gegeven in het rapport. M 766 „Buiten-haven Scheveningen".

Het ligt voor de hand hetzelfde kriterium aan te leggen voor de steen-asfaltdam. De vereiste kruinhoogte is dan N.A«P>,+ $,0 m.

Een verhoging van de kritieke golfhoogte in de toegang tot de binnen-voorhaven tot 1,5 m maakt het noodzakelijk de kruinhoogte met circa 1,5 m

te vergroten. Deze schijnbare tegenstrijdigheid berust op de aanname

dat de bijdrage tot de onrust (uitgedrukt in fo van de tijd) tengevolge van overslag klein moet zijn ten opzichte van de bijdrage van de golfdoor-dringing door de mond. De totale frequentie van onrust neemt uiteraard af bij vergroting van de kritieke golfhoogte.

Verder blijkt, dat de vergroting van de frequentie van onrust procen-tueel vrijwel even groot is voor gelijke kruinhoogte voor een bodemligging vanU.A.P.-—7111 bij de kop van de dam. Volgens het gestelde kriterium wordt de optimale kruinhoogte hierdoor dus niet beinvloed. De absolute waarde van de frequentie waarmee onrust optreedt neemt echter toe bij verdieping

i «O O O

.5

C

i

0,50

c

o

s

9 ^

100

Of i

o:

5f "O

c

o

?

o

4,00

m ï

100

C O

c

'model/

«0 Q W

6

o

O;

e

T3

o

-Q •«—

o

o

O»

100

o

O; 3 * O

o

0,50

R3

c

I

s

o

I

"O

c

1

Qotfhoogtemeters

SITUATIE MODEL

SCHAAL 1:50

r,Vjf

j j L _{J L}

i ' l j i i l i i M1 V i i i

rrr?'

^ Tr ' ("'."i '•[ •"'.': "i"") iiïii"! M,)PI,I.U||HIIH.

1 l- , M fl > ' - ;,|l .Hl — | |,i| „ , 1 ^ 1 ' " I ï 1 ' I

w

6,00

3,0

i

* 4.50

* 4.50

""

XP

1 1

+ 1.0 l

300 -1000 kg

zinkstuk

'MME/PEL ONDERZOCHT

i i

OM6ERÉ^Emr^A0:f^^^0

'ffcïè&è 3,8 cm

§f^Ê650 kg/m

3 'i

i

i

(Ribbe 7,9lm

\fs^2720 kg/rif g

p

ï19tt>n

ï Ribbe 3,4 cm

| | ^ 2780kg/m

3 * l i t K t

(Ribbe 1,70:0/''''

'ÏWitbé 4,2 cm

\P$m= 2300 kg/m

3 i ! i e

(Ribbe ^(77 ê

[fsp: 2360kg/0 ''••gpjsififiiiM,,

('Ribbe 3,8 cm

| # S J » T

2730kg/m

3 l 1 I f

(Ribbe 1,93 tirt

\Psp-

2800 kg/m

3

g

p

= M'

:

fwi

DWARSPROFIEL N

b

W^E^LO0I»JWI>1G Ü^RmöWUM

ÈCMAAL 1 : 200

M, 766

HG. 6

maten in m

peilen in m toMiWAil*

• * • • " • ' • ' • ' ' ' • • • • • ^ . . • • " • v . g ' . - - - • - • • • J i

» ; ,

^77%

h-15, WO

6,00

• L

4Q;.i

/

^

300-1000kg ,

11 1

\kubussen

^

\^j2750kg/m

_-3

_t

₅

300-1000kg ,

11 1

-5

f

0

* < * • < 1

-6,0

zinkstuk

12,0

* - — ' :—£ - ™ — • • -, r

y/v w o o a

ONDERZOCHT

Ribbe 3,4 cm

/ =

s

m

= 2680 kg/m

OMGEREKEND NAAR PROTOTYPE

f Ribbe 3^70 m,

\fs

p=

2750 kg/m

êp= 13,6 ton

DWARSPROFIEL N

r

WATERLOOPKUNDIG LABORATORIUM

SCHAAL 1:200

M. 766

HG. 2

maten in m

i ) 'M )• J I I I ' L ' H I ^ ' I . I.. •• 1 ,'

rzsr

l J ' , i MV'i'fT1; i i i ' 'Hl,HI|,ri"|lrl',V1'iJl,^frt

-JIJ-^TTI—yi.i f>WW'i|"'ii»i|j Y v i Y Y i f (n-^fii,t.V ,,'J ">lli""""rj,li1

' J

IN MODEL ONDERZOCHT OMGEREKEND NAAR PROTOTYPE

Ribbe

i * rrt

cm

kg /rr

3

' Ribbe 3J' -cm

P$- 2450 kg/m

3

{ Ribbe 2?" \c.tn

J kg/m

I Rjb&e.'.JiïO m

[fisLf'èS&Ö kg/m

3

g .-11>2ton

{Mbbe1$3 m

\

[fa*t

kg/m

3

g

n

= 154 ton

. Ribbe W® m

fspzSêêO kg/m

3

g

p

-l3 ton

DWARSPROFIEL AL

WATERLOOPKUNDIG LABORATORIUM

SCHAAL 1 . 200

K 766

FIG. 4

moten m m

peilen in m 't ov NAP.

•1,-^im

< ^

j f

,•>»*•

^l'(W >,„, /'

_{4rtH(W •Hf»}

"ill

,!'. i fi

IN MODEL ONDERZOCHT

OMGEREKEND NAAR PROTOTYPE

[Ribbe 3,8cm

\r

s^2650 kg/rrf

(Ribbe 1.91 m

\fs

p

=2720 kg/m

3

g

p

= 19 ton

DWARSPROFIEL N

b

WATERLOOPKUNDIG LABORATORIUM

SCHAAL 1 : 200

M. 7 6 6

FIG. 5

maten in m

2300 2400 2500 2600 2700 2800 2900 3000

-**~betondichtheid in kg/m

COMBINATIES VAN

KUBUSGEWICHTENBETONDICHT-HEID METGELUKE STABILITEIT

I '

^nniTH y['rr~^

'»"• 4%kk\yMi?>,j) 'ï

v, -y

[

> :tyMm&mlli4w

M

\ >

I I | H

^~ « , , A

i 1 1

_{'< I<...!.}

e V 'e'WW"1'1' ['f

11

j/iiiiife

•nr. •))r'l),i1"V|"H""»u l "i'jrW-(I ' 'l I , ' I

7-f*r"'ri- ;"".! r i ' f •";:• ' " i l ' „L'li f 'li ; r i "ij ffi-V'i'Virt ••).lijj^,H'Hi'l,J'i'i>l,»r'1, / „ Jf

.

1

' „ ; . ' ,

i ''if"i ""'r.i '''f"!11 i I i " M lji"hfl"l ><>!\tM

_ _ _ _ I i W7 1 " I 1 - H - - I1 ii|tt I i__ I i : ^ .

6.00

₇

_»

₅

_J

' 1

+ 4,50

' 1

i' i

+-2J5Ö

DWARSPROFIEL STEEN ASFALT DAM

( VERBETERD)

WATERLOOPKUNDIG LABORATORIUM

SCHAAL 1 200

M. 766

FIG. 8

maten in m

peilen in m

;

tM.v-.0.%'i$.