Zandsluiting Slaak: Ontwerpnota

RIJKSWATERSTAAT DELTADIENST r -ZANDSLUITING SLAAK ON'lWERPNOTA nota DD.WWO.83-20.011

INHOUDSOPGAVE Blz. 4 4 5 Inleiding 1.1 Voorgeschiedenis

1.2 Aanpak ontwerp zandsluiting Slaak

2 Uitgangspunten 7 2.1 Stormvloedkering 7 2.2 Tijdschema 7 2.3 Compartimentering 7 2.4 Gebruik modellen 7 2.5 voltooiing damvak 8 2.5.1 Kruinhoogte 8 2.5.2 Dwarsprofiel 8 2.5.3 Glooiingskonstrukties 8 3 Randvoorwaarden 10 3.1 Sluitgatkarakteristiek 10

3.2 Hydraul ische gegevens 11

3.2.1 OVerschrijdingsfrekwentielijnen voor hoogwater- 12 standen

3.2.2 Onderschrijdingsfrekwentielijnen voor laagwater- 12 standen

3.2.3 Ontwerppeilen 14

3.2.4 Gemiddelde hoog- en laagwaterstanden 14

3.2.5 Getijberekeningen 15

3.2.6 Sluitgatparameters 16

3.2.7 Snelheden als funktie van het doorstroomprofiel 17 3.2.8 Golfrandvoorwaarden 3.3 Grondmechanische gegevens 3.3.1 Grondlagenopbouw bodem 3.3.2 Afschuivings- en zettingsvloeiingskriteria 3.4 Materiaal 3.4.1 Zandwinplaats 3.4.2 Zandkarakteristiek 18 21 21 22 24 24 26 3.5 Materieel 26 3.5.1 Kapaciteiten/beschikbaarheid 26

3.5.2 Benodigd dwarsprofiel sluitkade tijdens de opbouw 27

3.5.3 Werkbaarheid 28 4 Ontwerp Zandsluiting 4.1 Ontwerpnethode 4.1.1 Rekenmethode 29 29 29 4.1.2 Voorwaarden voor de toepassing van de reken- 29

methode 4.1.3 Werkrichting 4.1.4 Zandproduktie 4.2 Ontwerp sluitkade 4.2.1 Inleiding 4.2.2 Situering sluitkade 4.2.3 Dwarsprofiel 4.2.4 Stortprofiel 4.3 Zandverliesberekeningen 4.4 Keuze produktie 4.5 Bodembescherming 30 30 31 31 31 31 33 33 34 36

Blz. 4.6 Grondmechanische stabiliteit van het zandlichaam 36

inklusief het bovenstort

4.6.1 Algemeen 36 4.6.2 Macro-stabiliteit 37 4.6.3 Micro-stabiliteit 39 4.6.4 4.6.5 4.6.6 4.6.7 Afschuivingen/zettingsvloeiingen Interne erosie vertikale deformaties Faalkans 39 39 39 41 4.7 Grondmechanische stabiliteit aangrenzende damvakken 42 5 Ui tvoering 5.1 Uitgangspunten 5.2 Werkwijze en voortgang 5.2.1 Inleiding 5.2.2 Fase 1 5.2.3 Fase 2 5.2.4 Fase 3 5.3 Tijdsduur 43 43 45 45 46 47 48 50 6 Risiko-analyse 6.1 Inleiding. 6.2 Foutenbomen 6.2.1 De hoofd-foutenboom 51 51 51 51 6.2.2 Grenstoestanden en foutenboam voor bezwijken 52 6.2.3 Analyse en foutenbomen uitvoeringssysteem 55 6.2.4 Beïnvloeding door externe factoren 57

6.3 Kwantificering foutenbomen 57

6.3.1 Algemeen 57

6.3.2 Gr enstoestanden bouwfasen 58

6.3.3 Kalamiteus falend materieel 58

6.4 Uitlooptijd bij planmatige uitvoering 60

6.4.1 Inleiding 60

6.4.2 Spreiding in parameter-waarden 61 6.4.3 Probabilistische berekeningen 62 6.5 Gekwantificeerde foutenboom, totale faalkans en 65

konklusies

7 Overige aspekten 67

8 Begeleiding van de uitvoering 68

9 Aanbestedingsvorm en verrekeningswijze 69 10 Nader te onderzoeken mogelijkheid tot optimalisatie 70

11 Samenvatting 71

Symbolenlijst 74

Literatuuropgave 75

Overzicht van bijlagen 77

INLEIDING

1.1 voorgeschiedenis

De sluiting van de compartimenteringsdammen is reeds geruime tijd onderwerp van studie. De besluitvorming betreffende de toe te passen sluitingstechnieken heeft parallellopend met de ontwikke-ling van het inzicht in de mogelijkheden, stapsgewijs plaatsge-vonden.

figuur 1.1.1 ~erzicht compartimenteringswerken

In eerste instantie is uitgegaan van sluitingen bij het volle ge-tij om zodoende niet afhankelijk te zijn van het gereedkomen van de stormvloedkering. In de nota "Sluitingsmiddelen" (lit. 1) is een aantal alternatieve sluitingstechnieken, onderling vergele-ken. Op grond hiervan is besloten om zowel bij het Tholensche Gat als bij het Krammer een geleidelijke vertikale sluiting toe te passen met behulp van betonblokken. Deze methode was financieel aantrekkelijk, omdat hierbij gebruik zou kunnen worden gemaakt van een gedeelte van de hulpbrug bij de stormvloedkering.

In tweede instantie is besloten (in 1980) om de sluitingen te la-ten plaatsvinden in de periode dat het getij op de Oosterschelde door de bouw van de stormvloedkering sterk wordt gereduceerd

(lit. 2). Deze reduktie wordt pas goed voelbaar tijdens het plaatsen van de dorpelbalken. Door de verlaging van de stroom-snelheden, veroorzaakt door de reduktie van het getij en door de thans reeds gerealiseerde afsluiting van het Markiezaat is het mogelijk om in het Tholensche Gat eerst een drempel op te werpen van goedkope materialen zoals zand of mijnsteen en vervolgens daarop een geleidelijke vertikale sluiting te realiseren.

Beslo-ten werd om deze sluiting uit te voeren met stortsteen met behulp van een varend bedrijf.

De derde stap in de besluitvorming betrof alleen de Philipsdam. In 1982 werd besloten om het Krammer met behulp van zand te slui-ten. Dit is alleen mogelijk als gebruik wordt gemaakt van de stormvloedkering om het getij zo te beïnvloeden dat de stroom-snelheden in het sluitgat, vooral tijdens de kritieke fase van de sluiting, in voldoende mate kunnen worden beheerst. Ook deze stap in de besluitvorming betekent, evenals de voorgaande, een aan-zienlijke verlaging van de kosten.

Het laatste besluit tot op heden is genomen medio 1983. De Minis-ter heeft toen besloten om de sluiting van de Philipsdam te ver-schuiven van eind 1986 naar medio 1987 om zodoende een verlich-ting van de jaarlijkse financiële lasten te bewerkstelligen. De sluiting van het Slaak dient in principe te geschieden zo kort mogelijk voor de sluiting van het Krammer, omdat door de

afslui-ting van het Slaak de stroomsnelheden in het Krammer toenemen. Bovendien is het uit uitvoeringstechnisch oogpunt aantrekkelijk de sluiting van het Krammer direkt na de sluiting van het Slaak

te verrichten. Als met de sluiting Krammer wordt begonnen, voor-dat het Slaak volledig is afgesloten, worden de stroomsnelheden aldaar groter waardoor de Slaaksluiting moeilijker wordt.

Van belang bij het besluit, de sluiting van het Krammer uit te stellen, is dat het sluitingstijdstip van de Oesterdam niet is gewijzigd. Door de reduktie van het getij ten gevolge van de bouw van de stormvloedkering wordt vooral de kom van de Oosterschelde

kwetsbaarder voor zoetwater invloeden in een periode van zware re-genval en voor het zoetwaterbezwaar via de Kreekraksluizen. Door een tijdige aanleg van de Oesterdam wordt de kom van de oostzijde afgeschermd voor de genoemde invloeden en wordt bovendien het ge-tijverschil vergroot.

De voorliggende nota beschrijft het ontwerp en de uitvoering van de zandsluiting van het Slaak en de daarbij gehanteerde randvoor-waarden en uitgangspunten.

1.2 Aanpak ontwerp zandsluiting Slaak

De zandsluiting komt in feite neer op het horizontaal uitbouwen van een sluitkade met minimale afmetingen vanaf één of beide oevers. Daarbij nemen de snelheden in het sluitgat toe, naarmate

het doorstroomprofiel kleiner wordt. Een deel van het zand zal vanwege de getij stroming door het sluitgat worden afgevoerd, voordat het zich heeft kunnen afzetten; dit wordt stortverlies genoemd. In het deel van het sluitgat, dat niet tot het stort wordt gerekend, zal eveneens erosie optreden, dit wordt bodemver-lies genoemd.

De hoeveelheid zand, die nodig is om de sluitkade te maken, hangt af van het netto volume van de kade (dus van taluds, kruinhoogte, kruinbreedte en sluitgatgeometrie) en van de optredende zandver-liezen. De zandverliezen zijn afhankelijk van de hydraulische be-lasting (vooral snelheden) , de eigenschappen van het zand (kor-reldiameter en het percentage fijn materiaal of verontreiniging) de oppervlakten van het stort en van de bodem, de weerstand van de bodem tegen uitschuring en voorts van de kapaciteit, waarmee het zand op het stort wordt aangevoerd. De kapaciteit van het

zandbedrijf is overigens medebepalend voor het volume van de sluitkade.

De definitieve dam heeft een grotere hoogte en/of breedte tenein-de gedurentenein-de vele jaren tenein-de waterkerentenein-de en andere funkties te kunnen vervullen.

Voor het ontwerp van de zandsluiting bestaan in principe drie va-rianten:

a. sluiten van noord naar zuid; b. sluiten van zuid naar noord; c. sluiten van beide zijden.

De zandverliezen worden berekend met het programma ZANDSOM, dat is gebaseerd op de zandtransportformules van Morra-Kalinske. Deze rekentechniek is bij eerdere zandsluitingen toegepast. DOor een gevoeligheidsanalyse met betrekking tot de belangrijkste

parame-ters uit de berekening wordt nagegaan welke onzekerheden aan de zandsluitingsberekening zijn verbonden.

Ten behoeve van het ontwerp is de produktie van het zandbedrijf gevarieërd. De gewenste zandproduktie moet worden bepaald in re-latie met de zandverliezen en de snelheid waarmee de sluiting wordt voltooid.

De sluiting van het Slaak gaat gepaard met lokaal toenemende snelheden. Tot deel van het ontwerp wordt gerekend het nagaan of de hoge snelheden tot ongewenste ontgrondingen en eventueel

in-stabiliteit van damkoppen kunnen leiden en het zonodig ontwerpen van verdedigingen. In dit verband worden de grondmechanische sta-biliteit alsmede zettingen en klink van de verschillende kon-struktieonderderdelen bepaald.

Een risikobeschouwing van het ontwerp en de uitvoering is nodig om na te gaan op welke mogelijke tegenslagen geanticipeerd moet worden en op welke punten het ontwerp moet worden aangepast. Op de vormgeving en dimensionering van het damvak in de eindsi-tuatie wordt in deze nota slechts zijdelings ingegaan. Het ont-werp van het damvak is in grote lijnen reeds in een eerder sta-dium vastgesteld.

2 UITGANGSPUNTEN

2.1 Stormvloedkering

De sluiting van het Slaak vindt plaats als de stormvloedkering gereed is. Het doorstroomprofiel in de monding van de

Ooster-sehelde zal dan verminderd zijn tot mA

=

16.700 m2• Tijdens de sluiting staat de stormvloedkering open. Met de stormvloedkering wordt alleen zodanig gemanipuleerd dat extreme waterstanden (bo-ven NAP +2,00 m) niet worden overschreden.

2.2 Tijdschema

Het Krammer wordt gesloten in april 1987. Om diverse redenen wordt het Slaak direkt daarvoor gesloten, dus in maart 1987 (zie ook par. 1.1).

2.3 Compartimentering

Tijdens de sluiting van het Slaak is de oesterdam gesloten, ter-wijl het Krammer nog open is. Het Volkerak en -via de

Schelde-Rijnverbinding- het Zoommeer worden door het Krammer en het Slaak gevuld en geledigd.

Een overzicht van de werken is weergegeven in fig. 1.1.1. Bij de berekeningen zijn de hydraulische gegevens gebruikt die behoren bij een doorstroomprofiel van het Krammer van 9.000 m2• In werkelijkheid zal het doorstroomprofiel van het Krammer iets groter zijn (circa 10.000 m2).

2.4 Gebruik modellen

Voor de bepaling van het vertikale en horizontale getij zoals dit zal optreden tijdens de sluiting is zowel het fysisch overzichts-model van de Oostersehelde (model M1000) als het één-dimensionale mathematische model IMPLIC toegepast. Beide modellen hebben een operationele status en zijn in voldoende mate getoetst aan het prototype. Gelet op de produktiesnelheid van beide modellen, de bijbehorende kosten en het feit dat beide modellen min of meer dezelfde onnauwkeurigheid hebben ten opzichte van het prototype voor de huidige situatie, is het overgrote deel van de

getijbere-keningen ten behoeve van het ontwerp met IMPLIC uitgevoerd. Het aantal onderzochte bouwfasen in M1000 is relatief gering. Soms bleek een nuttige aanvulling op het IMPLIC-bestand moge-lijk. M1000 is voornamelijk gebruikt bij de globale beoordeling van stroombeelden en bij de afschatting van afvoercoëfficiënten.

Op basis van een vergelijking met enkele prototypemetingen kan voor zowel IMPLIC als M1000 worden aangenomen dat de debieten met eenzelfde nauwkeurigheid kunnen worden vastgesteld als deze kun-nen worden gemeten in werkelijkheid (circa 10%).

Een beknopte beschrijving van beide modellen, waarbij tevens de betrouwbaarheid van de resultaten aan de orde komt, is opgenomen

in lito 3.

4) . Van het gebruik van twee-dimensionale mathematische modellen is in dit stadium afgezien, omdat deze voor operationeel gebruik nog onvoldoende zijn ontwikkeld.

2.5 Voltooiing damvak

De primaire funktie van de Philipsdam is zijn waterkerende funk-tie. De dam is daarom zodanig ontworpen, dat onder ontwerpomstan-digheden geen schade zal ontstaan (bijvoorbeeld door

waterover-slag) , die een doorbraak tot gevolg heeft. Om aan deze eis te voldoen is voor de kruinhoogteberekening uitgegaan van het 2% golfoploopkriterium. De kruinhoogte is bepaald door bij de ont-werpwaterstand op te tellen: de golfoploop, een toeslag voor een mogelijke buistoot en een overhoogte in verband met de relatieve bodemdaling •

Op grond van diverse studies is gekozen voor een bovengrens voor het alarmpeil van de stormvloedkering van NAP +3,50 m (lit. 5). Het daarbij behorende ontwerppeil voor de Philipsdam bedraagt NAP +3,50 m.

Een en ander heeft geleid tot een kruinhoogte van NAP +5,00 m (lit. 6).

Het definitieve dwarsprofiel van de Philipsdam wordt naast de wa-terkerende funktie in belangrijke mate bepaald door een neven-funktie van de dam, de verkeersneven-funktie. De wegverbinding over de dam bestaat uit een hoofdrijbaan en een parallelweg. Met betrek-king tot de aanleg van de wegen is een overeenkomst gesloten tus-sen het Rijk en de provincie Zeeland (lit. 7). Hierin is bepaald, dat zodra het damvak Slaak zijn definitief profiel heeft gekre-gen, de provincie hierop een weg zal aanleggen. Daarom is ter plaatse van de aan te leggen wegen geen kleibekleding in het ont-werp opgenomen.

De ligging van de wegen is weergegeven in fig. 2.5.1.

Oosterscheldezijde Volkerakzijde

__

---~---....f2~---~'---

__

rt~~----~~=,..,,-=:=-:.:-:::~_. __

~AL

.

-._--

.

-

.

---

-

---~----;--figuur 2.5.1 Situering wegen op het damvak Slaak

Bij de ontwerpwaterstand (NAP +3,50 m) kan op de zwaarst aange-vallen gedeelten, met een voorkomensfrekwentie van 2,5 x 10-4 per jaar, een golfhoogte Hs

=

1,80 m optreden. Hieruit is de kon-struktie afgeleid, die in fig. 2.5.2 is weergegeven.

~tonblokken O.SO~O.SO~0.25

o klei dik 080 doorgroeislenen 0.40.0.&0I 0.12

betonblokken0.50. 0.50~025 op gebroken grind 5/15 dik 005 mijnSleen dIk 0.50

klei dik 0.80

~Ionbond 100 1040.0.12 perkoe~n long 1.&0,5sl.Im'.

teenschot 0.40I0.025 bevest. plonk 0 10~0.0.25

stortsteen 10./300, l000kg./m2 op kunststolweelsel mei rietmat.

figuur 2.5.2 Glooiingskonstruktie westzijde dam

Met betrekking tot de toepassing van betonblokken heeft o.a. een

onderzoek plaatsgevonden in de Deltagoot, waaruit de blokdikte is

afgeleid (lit. 8).

Oostzijde

Na voltooiing van de compartimenteringswerken zal hier een vaste

waterstand ontstaan van circa NAP. Tbt het tijdstip dat het

Kram-mer is gesloten, is aan de oostzijde van de dam een (weliswaar

gedempt) getij aanwezig. Daarom wordt een "harde" konstruktie aangebracht tot NAP +3,00 m. De zwaarte van de konstruktie is af-geleid uit de golfhoogte die hoort bij een voorkomensfrekwentie

van 2,5.10-4 per jaar (Hs

=

0,8 m). Het volledige dwarsprofiel is

weergegeven op tekening 83-10.334 (bijlage 3).

klei dik 0.60

open steenaslalt dik 0 15 op kunststolweelsel

___ N.~

3 RANDVOORWAARDEN

3.1 Sluitgatkarakteristiek

Het sluitgat is gesitueerd net ten oosten van de reeds aangelegde omkading van het lage bekken (fig. 3.1.1).

__

'"

,

,-_,

-

--

,------ - -- -- _{'.-._}

-,

figuur 3.1.1 Situatie Philipsdarn

Aan de zuidkant wordt het sluitgat begrensd door het in 1985 aan te leggen darnvak Slaak.

In lito 9 en 10 worden strorningsproeven beschreven met verschil-lende sluitgatlengten: 320, 520 en 1.070 m. Het blijkt, dat het mogelijk is de sluitgatlengte terug te brengen tot 520 m, zonder

de debietverdeling tussen het Krammer en het Slaak te wijzigen. De snelheden in het Slaak nemen slechts in geringe mate toe. Bij een verdere verkleining van de sluitgatlengte is het volgens lito 9 onzeker in welke mate de debieten door het Slaak afnemen. Tussen de varianten met 520 en 1.070 m sluitgatlengte blijkt nau-welijks enig verschil te zijn.

hydrau-lische en mor folog ische situatie in het Slaak en in het Krammer nauwelijks beïnvloeden.

Het lengteprofiel van het sluitgat wordt bepaald door de bodem-ligging van het gebied dat tussen de twee teenlijnen van een ge-projekteerde sluitkade ligt (zie tekening 83-10.335 - bijlage 1). Aan de hand van een lodingenkaart (juni 1983) zijn de teenlijnen getekend en is per raai loodrecht op de as van de sluitkade een gemiddelde diepte bepaald. Hieruit is een lengteprofiel

samenge-steld, dat de gemiddelde bodernligging weergeeft (fig. 3.1.2). Dit profiel geeft dus niet de werkelijke bodernligging weer in de as van het sluitgat. Hiervoor wordt verwezen naar tekening 83-10.261

(bijlage 4) •

o

200 1000 600 800m DAMVAK LAGE BEKKEN DAMVAK SLAAK E _10.0'oJ--__..i---__..i---L---'---'

figuur 3.1.2 Gemiddeld lengteprofiel Slaak

Het doorstroomprofiel beneden NAP bedraagt ter plaatse van de as

van het sluitgat circa 1.640 m2•

De bodem bestaat uit zand met een gemiddelde korreldiarneter D50

is gelijk aan 170 pro, met een standaardafwijking van Gï= 25 ~

(par. 3.4.2).

Voor het ontwerp van de campartimenteringsdammen dient men onder meer te beschikken over overschrijdingsfrekwentielijnen voor hoogwaterstanden voor de huidige situatie, voor de situatie met gereedzijnde stormvloedkering en compartirnenteringsdammen, en voor een aantal tussenliggende bouwstadia.

Waargenomen hoogwaterstanden en resultaten van berekeningen bij extreme hoogwaters zijn voor een reeks plaatsen langs het Ooster-scheldebekken bekend. Met deze gegevens zijn betrekkingslijnen gekonstrueerd tussen het hoogwater te Burghsluis en het hoogwater ter plaatse van andere getij stations langs de Oosterschelde~ dit zijn Zierikzee, Goese Sas, Wemeldinge, Bruinisse, Steenbergse Sas en Bergen op ZOom. Met behulp van deze betrekkingslijnen zijn uit de frekwentielijn van Burghsluis nieuwe frekwentielijnen voor de genoemde getij stations afgeleid. Vervolgens zijn daaruit ook de frekwentielijnen voor de Philipsdam en de Oesterdam verkregen. De frekwentielijn voor het tracé van de Philipsdarn is gevonden door interpolatie tussen de lijnen voor Bruinisse en Steenbergse Sas. In fig. 3.2.1 zijn ter informatie enkele hoogwateroverschrij-dingsfrekwentielijnen gepresenteerd voor de Philipsdam.

De gepresenteerde frekwentielijnen geven de verwachtingswaarde van de waterstand. De waterstand die met een bepaalde frekwentie overschreden wordt, kent een spreiding die bepaald wordt door di-verse invloedsfaktoren, die verder worden behandeld in lito 3.

Q.

-e z

I

huidige situatie. zonder stormvloedkering en eompartimenteringsdammen! ./

krammer en s4aak open.marollegat en tholef'1se~gat geslotef'1 2

X

• mA stormvloedkering

=

1

6700

m I

elndsltuatre.alle dommef'1çestoten mA stormvloedkerrng

=

16700m2

!

i

I

I

I

I ••• -;; •

•

~

00+---

+-

---

~

---

+-

---

+-

---

~

~---

i-

--~~.,~'

~

V

v

'

1

1

;;';;';;'"

..

__.

•• '''' I ~ . ,;;. I ,.;; I / .' ;, I

.

~Oo+---

~

---~---4---

~

~

~

---~~~~---

~r-

---~

I

V

I

..• ;;.;;";;

/_

..;;r;:~

.';J' .';' .:,,;_ÏI"

.~

00+---

~--

---~~~----

4-

~L-

--

--

'_---

--

i-

--

--

----

'_

---1

V

·

I

V ...

.. .;.~

.>

I

.,;;,;;'i'

I

/

,

..

;,;'';'

.2P

O

+---~~~

~

~~~--

~

---

~

---

~

---~---

-r

---~

t

loJJ.·;'

'~

l

.,;'

;"

I

10' I ! • 1.00+-.L.----..l.,---_...._---:---1I---~---,-; ---I 1 i

·6

.

0

0

E .E ; i

i

I

i

NAP+---~---+---_4---~---~~---~~---4 103 102 lOl 100 10-1 10-2 10-3 10-4

GEMIDDELDEOVERSCHRIJDINGSFREQUENTIN KEREN PER JAARIE

figuur 3.2.1 Overschrijdingsfrekwentielijnen voor

hoogwaterstan-den Philipsdam

Onderschrijdingsfrekwenties van laagwaterstanden zijn voor het

ontwerp van belang voor de konstruktie van de zogenaamde

nafwaai-tijden". Extreme laagwaters kunnen in sommige bouwfasen

De onderschrijdingsfrekwentielijnen van laagwaterstanden zlJn be-paald met behulp van natuurwaarnemingen van het tijdvak 1969-1974 en met IMPLIC-berekeningen. Hierbij zijn gegevens gebruikt die betrekking hebben op de normale getij-situatie zonder windeffek-ten. De extrapolatie naar extreme laagwaterwaarden (met een on-derschrijdingsfrekwentie lager dan 10-1 per jaar) is dus

onbe-trouwbaar (fig. 3.2.2). Hierbij wordt uitgegaan van een grotere spreiding dan bij de hoogwaterstanden.

NAP

r:---

r-uidige situcrtie.z~ stormvloedkering en compartimenteringsdammen

~situotW • mA stormvloedkering: 16700 m2 Cl.

""

-1,00 z »

.s

E .E -200 0 z ~ lil Cl: W

....

~ -lOC

'.

.

_....

I

o. ••• i •• I I• •••• I

.

·0..

I

I .. I • ••• I I ••••••• ' I 1

••••••••••• ' ••

1

..

...

!

,

·

..

..

..

..

..

·..i

I

!

10°

GEMIDDELDE ONDERSCHRIJDINGSFREQUENTIE IN KEREN PER JAAR

figuur 3.2.2 Onderschrijdingsfrekwenties voor laagwaterstanden Philipsdam

In lito 5 zijn voor de compartimenteringsdammen in de eindsitua-tie ontwerppeilen vastgesteld. Voor de Philipsdam is dit een wa-terstand van NAP +3,50 m.

Het gemiddelde hoog- en laagwater zijn voor het Slaak voor enkele stadia in tabel 3.2.1 vermeld. Op de genoemde waarden is een spreiding van toepassing van

G""

=

0,10 m.

Bouwstadia Soort getij gemiddeld gemiddeld hoogwater laagwater

in m t.o.v. NAP Begin sluiting Slaak gemiddeld spr ingtij +1,46 -1,56

(Krarnmer open, Oesterdarn gemiddeld getij +1,44 -1,49

gereed) ; mA storrnvloed- gemiddeld doodtij +1 ,21 -1,38

kering 16.700 m2

Eindsituatie gemiddeld spr ingtij +1,59 -1,57

(alle dammen gesloten) gemiddeld getij +1,47 -1,54

gemiddeld doodtij + 1,17 -1,17

tabel 3.2.1 Waterstanden Slaak

Het overgrote deel van de getijberekeningen ten behoeve van de

sluitingen is uitgevoerd met IMPLIC. Dit is een één-dimensionaal

mathematisch model, dat het getijverloop in een estuarium met een

specifiek geulenstelsel berekent. Het gebied wordt hierbij

ge-schematiseerd tot een netwerk van geulsekties.

Per sluitfase zijn voor gemiddeld getij en gemiddeld springtij

het vertikale en horizontale getij berekend. In par. 3.2.6 wordt

nader ingegaan op de gehanteerde schematisatie van het sluitgat.

In fig. 3.2.3 zijn, ter illustratie, voor een doorstroomoppervlak

van 150 m2 beneden NAP (maatgevende bouwfase) het verloop van de

waterstanden aan weerszijden van het sluitgat en de gemiddelde

stroomsnelheid in het sluitgat weergegeven.

• 2.00

-r---""""--

,

snelheid in

net

sluitgat

waterstand buiten waterstand binnen --.----r---:---r4.O Q. ~ z

,.

ó

--

.

e

.

-.

2.0 ₁₁₁

-

e

z 0 10 12 lS' 20 0

\.

1

_

w ~ ..J UJ z 2.0 111 z

figu ur 3. 2 •3 Hydraulische randvoorwaarden Slaak met

Afvoercoëfficiënt m

Lit. 11 geeft een schatting van de afvoercoëfficiënt. Daarbij is het fysisch schaalmodel Ml000 gebruikt, dat bij de Markiezaatska-de hiervoor toepasbaar bleek te zijn. Uit Markiezaatska-de gemeten waterstanMarkiezaatska-den aan weerszijden van het sluitgat en de berekende debieten kan met behulp van de overlaatformules de waarde van m berekend worden.

In tabel 3.2.2 zijn de bij diverse sluitgatopeningen behorende afvoercoëfficiënten weergegeven.

fase sluitgatopening _{meb mvloed}

(m2 t.o.v. NAP) L) (-) 1 1.640 1 1 2 1.475 0,75 0,8 3 1.200 0,75 0,8 4 900 0,8 0,8 5 600 0,85 0,8 6 450 0,85 0,8 7 300 0,9 0,8 8 150 0,9 0,8

tabel 3.2.2 Afvoercoëfficiënten bij diverse sluitgatopeningen

Sluitgatschematisatie

Voor de IMPLIC-berekeningen is het sluitgat door middel van een vervalsektie geschematiseerd tot een open bakprofiel met een breedte en een diepte ten opzichte van NAP. De lengte van de ver-valsektie is 0 m, zodat de in fig. 3.2.3 aangegeven waterstanden gelden direkt ter weerszijden van het sluitgat. Het bakprofiel is

zo gekozen dat het werkelijke doorstroomoppervlak overeenkomt met het geschematiseerde doorstroomoppervlak. Zowel voor de situatie met een open sluitgat als voor een situatie met bouwfasen is de bakschematisatie toegepast zoals deze is aangegeven in tabel

3.2.3.

De aangegeven bouwstadia komen overeen met de bouwfasen zoals in fig. 3.2.4 is aangegeven.

fase sluitgatopening breedte diepte

2 _{(m) (m t.o.v. NAP)} (m t.0 •v. NAP) 1 1 .640 328 5,0 2 1 .475 300 4,9 3 1 .200 250 4,8 4 900 200 4,5 5 600 180 3,3 6 450 160 2,8 7 300 130 2,3 8 150 100 1,5 tabel 3.2.3 Sluitgatschematisatie

o

200 400 600 &00 m DAM VAK LAGE BEKKEN DAMVAK SLAAK E N.AP.

.4.00+---~~---~---.---.---+---,

-~.~~--~---~---~---~---~

figuur 3.2.4 Berekende sluit fasen Slaak

Damaanzetfactoren

d.a.f.=

De damaanzetfactor wordt als volgt gedefinieerd: maximale snelheid bij de kop

snelheid gemiddeld over het sluitgat

uit onderzoeken en prototypemetingen met betrekking tot de dam-aanzet Schouwen en de Markiezaatskade is gebleken, dat voor de damaanzetfactor een waarde van 1,2

à

1,3 moet worden aangehou-den. Deze waarde stemt overeen met de literatuur en wordt ook ge-vonden bij taluds van 1:10 (lit. 12).

In fig. 3.2.5 is het verloop van de maximale vloed- en ebsnelhe-den gemiddeld over het sluitgat voor gemiddeld getij en gemiddeld springtij bij de diverse sluitfasen weergegeven. Hierbij is reke-ning gehouden met de in tabel 3.2.2 genoemde m-waarden.

2.0

'"

-

E e _1.5 0 LIJ %: ..J LIJ Z 11'1 1.0 K

"'

~ 0.5 2.5

,

I.

_

.

_.-

g~midd~ld springtij v40ed

..

....

.

...

..

.

g~middeld springtij eb

..

J

.

.

,

.

,.

9~middeld getij vlo~d

---

gemiddeld getij eb

'

.

'

.

"-"

~

.

,

2.~

J

-~

...

i

_

",

.

~.

.

.

-~

~

I

...

~.

.....

-.':::_':'

_:-:.

.

.

.

.

r--...-_

~

.

...::----

r--I I I I

o

1000 1200 1400 1600 200 400 600 800

A sluitgat in

rri2

t.o.v. NAP

figuur 3.2.5 verloop maximum snelheden bij gemiddeld getij en gemiddeld springtij

Bij een noordwester storm die met een frekwentie van 10-2 per jaar voorkomt lopen de snelheden niet hoger op dan bij springtij, om-dat met het oplopen van de waterstand tevens het doorstroompro-fiel van het sluitgat toeneemt. Bij deze waarde worden daarom geen zandverliesberekeningen uitgevoerd.

Bij een oosterstorm echter nemen de snelheden toe. De konsekwen-ties hiervan blijven beperkt tot een tijdelijk geringere voort-gang.

3.2.8 Golfrandvoorwaarden Aanpak

De golfrandvoorwaarden z1Jn ontleend aan lito 13. De gegevens hierin zijn bepaald met behulp van het komputerprogramma HGENER, dat gebaseerd is op de gOlfgroei-berekeningsmethode van

Bret-schneider. Hiermee zijn op verschillende plaatsen in het tracé voor maatgevende kombinaties van windrichting, diepte van het

voorland en strijklengte de signifikante golfhoogten bepaald als funktie van de windsnelheid en de waterstand (fig. 3.2.6).

Wegens het ontbreken van een golfhoogte-golfperiode relatie voor het oostelijk deel van de OOsterschelde, is een empirische rela-tie toegepast, welke is afgeleid voor het Veer se Meer en waarmee de situatie van de omgeving van de Philipsdam vergelijkbaar is. Deze relatie luidt:

Hs

=

0.1 (Ts)2

Als signifikante golfhoogte Hs wordt toegepast de gemiddelde golfhoogte van het 1/3 hoogste deel van de golven.

-

-

-;:- ,---

- - -

-

-

-

--figuur 3.2.6 Maatgevende windrichtingen voor Hs

Voor bouwfase-omstandigheden is gekozen voor een

ontwerpfrekwen-tie van 10-2 per jaar. Voor het ontwerp van het eindprofiel is

uitgegaan van een overschrijdingsfrekwentie van 2,5.10-4 per

jaar.

Voor de maatgevende kombinaties van strijklengte, waterdiepte en

windrichting is de overschrijdingsfrekwentie van de signifikante

w~stzijd~ windrichting c0300· (s~ktor 285°_315 0) oostzijd~ windrichting ca 300o(sektor2850-31So) 2.0

+---r---..,..-

2.0 I I

I

waterstanden .. NAP I I

I

i I

I

I , _I

I

I

I

, I _I I I _I I I

_I

i

--i _I I

I

!

I

-I

E .5

..

\.5

+---+--

-+

--

-+

--

-+

--::.Ioo~----% wat.r-standen::;;!:NAP. 3.00 I.S IU ::; 1.0 +--+---+---::;o~ '- --t---+---i--o o % ~ 0.5 o \!) 1.0 0.5

~o

OVERSCHRIJOINGSFREQUENTIE IN AANTAL PERtOOEN VAN 1 UUR PER JAAR

figuur 3.2.7 Signifikante golfhoogten damvak Slaak

Uit de windsnelheidgegevens is tevens ter indikatie de invloed van de periode in het jaar af te leiden. Voor de westzijde van het sluitvak Slaak levert dit de in tabel 3.2.4 weergegeven waar-den voor Hs' die in de genoemde maand met een gemiddelde over-schrijdingsfrekwentie van 10-2 per jaar voorkomen •

Maand Hs bij waterstand

.>

NAP +3,00 m

januari 1 ,4

februari 1,3

maart 1 ,1

april 1 ,0

mei 0,9

tabel 3.2.4 Hs per maand met een overschrijdingsfrekwentie van 10-2 per jaar voor de westzijde van de dam

Deze windgegevens zlJn bepaald aan de hand van extrapolaties van het beschikbare materiaal. De onnauwkeurigheid van de windsnel-heid resulteert volgens lito 14 in een spreiding, vertaald naar waarden van Hs' van û

=

0,15 m , In lito 15 is op basis van be-schikbaar waarnemingsmateriaal de nauwkeurigheid van de golfrand-voorwaarden onderzocht. Het waarnemingsmateriaal betrof gere-gistreerde golfhoogten tot circa 1,0 m. De uit het onderzoek re-sulterende onnauwkeurigheid bedraagt CJ= 0,15 à 0,20 m.

De totale spreiding rond Hs, waarmee rekening moet worden gehou-den, bedraagt ü= 0,25 m ,

3.3 Grondmechanische gegevens

In fig. 3.3.1 is een overzicht gegeven van de lokaties waar

grondonderzoek is uitgevoerd. ,"_,, , -, ....· t ... .

-

.

_

.

_

.

-" :.._{<:_...}... ...._, .... .... .... SINT PHILIPSLAND !IC •

.

, "','

figuur 3.3.1 Lokaties verricht grondonderzoek

De ondergrond ter plaatse van het sluitgat Slaak bestaat tot een

diepte van circa NAP -20 m uit zeer fijn tot matig fijn zand met

dunne kleilaagjes (enkele millimeters tot enkele centimeters

dik). Een uitzondering hierop vormt een kleizone op een diepte van NAP -12 tot -13,50 m.

De aanwezige zandafzettingen, behorend tot de (holocene)

afzettingen van Duinkerke, bestaan in het algemeen uit losgepakt jong zeezand met een poriëngehalte van 40-43%.

Bij een door het Laboratorium voor Grondmechanica uitgevoerd

on-derzoek ten behoeve van de ringrijk rond het lage bekken is

vast-gesteld dat de daar aangetroffen holocene zandlagen min of meer

zettingsvloeiingsgevoelig zijn.

Verder zijn o.a. als gevolg van diverse uitgevoerde werkzaamheden

in de omgeving (cutteren taluds bouwput, werkhaven, oostelijke en

westelijke voorhaven - fig. 3.1.1) in het verleden reeds zet-tingsvloeiingen opgetreden.

Omdat de ondergrond ter plaatse van het sluitgat Slaak tot de-zelfde afzetting behoort en nagenoeg grenst aan de ringdijk rond het lage bekken, mag worden aangenomen dat het in de ondergrond

De afstand tussen de in fig. 3.3.1 aangegeven sonderingen en be-ringen bedraagt 200 m. Deze afstand is tamelijk groot. Omdat de opbouw van de ondergrond buiten het sluitgat nagenoeg eenzelfde beeld vertoont mag de kans op het voorkomen van andere afzettin-gen echter als verwaarloosbaar worden beschouwd.

In fig. 3.3.2 is een geotechnisch profiel over de as van het sluitgat weergegeven.

o

800m

~----+---~---+----~---+---+---~----~

400 600 DAM VAK LAGE BEKKEN OAIo4VAK SLAAK E

v

777

/j

afz ettingen van Ouink~rke(holoe

figuur 3.3.2 Geotechnisch profiel Slaak

Indien taluds over een grote hoogte te steil worden, kunnen grondmechanische instabiliteiten optreden.

Voor een ondergrond bestaande uit zand kunnen in taluds van be-perkte hoogte (kleiner dan 5 m) door plaatselijke versteilingen

(tot 1:2 à 1:3) afschuivingen ontstaan. De gemiddelde eindhelling na afschuiven is daarbij steiler dan of gelijk aan 1 :6.

Van vastgepakte zandondergrond (poriëngehalte kleiner dan 40

à

42%) zullen ook bij grotere taludhoogten afschuivingen kunnen op-treden, waarbij de gemiddelde eindhelling eveneens steiler is dan

of gelijk aan 1:6. Bij losgepakt zand (poriëngehalte groter dan 40

à

42%) kunnen in dat geval lokale afschuivingen overgaan in zettingsvloeiingen. De gemiddelde eindhelling na het optreden van een zettingsvloeiing is daarbij veel flauwer, maar blijft in de meeste gevallen beperkt tot een talud van 1 :15.

Het mechanisme van zettingsvloeiingen is langs vele oevers en zandbanken in het Oosterscheldegebied een regelmatig voorkomend verschijnsel. Met name recent afgezette holocene zandlagen staan bekend om hun zettingsvloeiingsgevoeligheid. Deze jonge afzettin-gen komen ook voor in het sluitgat Slaak en de omrinafzettin-gende gebie-den (zie par. 3.3.1).

Uitgangspunt voor de beoordeling van het gevaar voor instabili-teiten ter plaatse van ontgrondingskuilen is dat deze niet de stabiliteit van de oevers, de aansluitende damvakken en/of de sluitkade mogen aantasten. Dit kan door de instabiliteiten ter plaatse van de ontgrondingskuilen te voorkomen, of door ervoor te zorgen dat de instabiliteiten op voldoende grote afstand optre-den.

De aanleg van een bodembescherming dient hiertoe als instrument. Voor het voorkomen van zettingsvloeiingen dient:

- de lengte van de bodembescherming zodanig te worden gekozen dat de maximale ontgrondingskuildiepte kleiner is dan 5,0 m;

bij grotere ontgrondingskuildiepten dienen de taluds te worden beschermd, zodanig dat geen steilere taluds dan 1:4 over een hoogte van 5 m of meer kunnen optreden. Hiertoe verdient in het algemeen het vooraf bschermen van de bestaande taluds de voor-keur boven het in korte tijd ingrijpen in het ontgrondingspro-ces tijdens de sluitingsoperatie.

De Adviesdienst Vlissingen hanteert een hellingskriterium waarbij tot bestorting van de vooroevers wordt overgegaan bij 1:3 in plaats van 1:4. Dit geldt echter alleen voor langzaam verlopende erosieprocessen. Voor de stabiliteit van de randen van de bodem-bescherming van de stormvloedkering wordt, bij het soms snel ver-lopende ontgrondingsproces en mede gelet op het permanente

karak-ter van de bodembescherming, met een hellingskriterium voor het bestorten van 1:4,5 à 1:5 gewerkt. Het voor de sluiting van het Slaak gehanteerde hellingskriterium van 1:4 lijkt derhalve een reële keuze.

Voor het bepalen van de lengte van de bodembescherming vanaf de bestaande damvakken en de sluitkade moet met de volgende eindhel-lingen na instabiliteiten vanaf het dieptste punt worden gere-kend:

- bij een ontgrondingskuildiepte kleiner dan 5 m: een helling van 1 : 6 ;

- bij een ontgrondingskuildiepte groter dan 5 m: een helling van 1 : 15.

In de figuren 3.3.3 en 3.3.4 wordt dit schematisch geïllustreerd • ... tra l~n9t.

I"

.

"'

.

..~_n_~~~~.d~niSku.l :IC ~ ----:t ~ /'" ONTGRONDINGSKUIL

<

.

"

<

5.00m

figuur 3.3.3 Lengte bodembescherming als funktie van de kuil-diepte (BK kleiner dan 5 m)

l

extra lengt. i.v.m.ontgfOftding'lIuil

.t5

---~

_'.;..--

.

figuur 3.3.4 Lengte bodembescherming als funktie van de kuil-diepte (BK groter dan 5 m)

3.4 Materiaal

~~~~1_~~~~!!~p!~~~~

Voor de aanleg van het damvak Slaak is circa 0,75.106 m3 zand no-dig.

De zandwinplaatsen die in verband met de mogelijkheid om werk met werk te maken het meest voor de hand liggen zijn het kanaal Slaak en het hoge en lage bekken (fig. 3.4.1). Bet zand uit deze win-plaatsen is van nagenoeg gelijke kwaliteit (par. 3.4.2).

De uit het kanaal Slaak plus de door te graven ringdijk vrijko-mende hoeveelheid zand is onvoldoende in vergelijking met de voor de sluitkade berekende hoeveelheid Dit betekent dat sluiting

_

.

.

_-;:_, ,--

-

--...._/

'"

,

\ \

_..

"

_'

,~

'

.

.

"_)

._

.

figuur 3.4.1 OVerzicht zandwinplaatsen

In het hoge en lage bekken is (zonder taluds en ringdijk te cut-teren) ruim voldoende zand aanwezig om de sluiting te verwezen-lijken. Op grond van de benodigde zuigerkapaciteit (zie par. 3.5.1) is besloten zowel het lage- als het hoge bekken te bestem-men voor de uitvoering van het sluitgat Slaak. De aansluitende

uitvoering van het Krammer biedt voor het resterende zand in de beide bekkens meerdere gebruiksmogelijkheden. Na de sluiting van het Slaak wordt het vrijkomende zand bestemd voor de damaanzet en de onderslag- en bovenslag van het zuidelijk stort in het Kram-mer. Het daarna nog overtollige zand kan, afhankelijk van de

planning of nadere detaillering, worden bestemd voor suppletie van de vooroevers van de bekkens of voor kunstmatige schor- of duinvorming •

In verband met de vereiste afwerking van de bodem en de taluds moet gebruik gemaakt worden van cutterzuigers.

3.4.2 Zandkarakteristiek

Voor de bepaling van de korrelsamenstelling van het zand in de winplaats en het sluitgat is gebruik gemaakt van grondmechanisch onderzoek.

Van de in en bij het Slaak uitgevoerde boringen zijn geen korrel-verdelingsdiagrammen beschikbaar. Tevens zijn van het lage en het hoge bekken erg weinig gegevens bekend. Aangenomen wordt dat het zand niet veel zal afwijken van het overige "Plaat van de Vliet" zand, waarvan voldoende gegevens bekend zijn. Voor de bepaling van de gemiddelde D50 en de daarbij behorende standaardafwijkin-gen is gebruik gemaakt van de gegevens in het kanaal Slaak. Hierbij is het zand van het gehele wingebied geklassificeerd aan de hand van de 050. Voor de bepaling van de gewogen gemiddelde 050 van het gehele gebied wordt de per klasse berekende hoeveel-heid als vermenigvuldigingsfaktor gebruikt. Tevens is de hierbij behorende standaardafwijking van de 050 is bepaald (fig. 3.4.2).

0.5 0.2 t- I'-1

r--I

1

, r--

,

_I

I

~

0

0,4 0.3 0.1

o

50 100 150 200 250 050 in.urn

figuur 3.4.2 Histogram korrelverdeling zand ten behoeve van sluiting Slaak

Oe gemiddelde 050 die volgens bovenstaande methode is bepaald, bedraagt 170 ~m met een standaardafwijking

cr

gelijk aan 25 ~m. Oit relatief fijne zand is geschikt voor de sluiting van het

Slaak.

3.5 Materieel

In verband met spreidingen in de kwaliteit van het zand, stroam-kondities en weersinvloeden op het moment van sluiting en vanwege de onzekerheid van de zandsluitingsberekeningen, moet gerekend worden met voldoende overkapaciteit van het aantal in te zetten zuigers en het materieel op het stort.

De sluiting van het Slaak vereist een zodanige zuigerkapaciteit (par. 4.4), dat twee zuigers benodigd zijn. Op de Nederlandse markt zijn voldoende zuigers van de vereiste kapaciteit aanwezig. Voor werkzaamheden op het stort, het aanvoeren en aankoppelen van leidingbuizen en voor droog grondverzet in de laatste fase van de sluiting worden bulldozers, hydraulische kranen, loaders en even-tueel dumpers ingezet. Genoemd materieel is in voldoende mate voorhanden.

De leidingen naar het stort worden over de kruin van de sluitkade gelegd. Op de sluitkade moet voldoende ruimte aanwezig zijn voor het werken aan de leidingen (verlengen, wissel plaatsen) en voor de aanvoer van leidingen en machines naar het stort. Voor de tus-senruimte tussen twee leidingsystemen is maximaal circa 15 m no-dig.

Voor een rijbaan voor aanvoer van leidingen en materieel is een ruimte van ongeveer 25 m gewenst. Als algemene richtlijn kan ta-bel 3.5.1 gehanteerd worden.

aantal kruinbreedte zuigers kade

1 circa 40 m

2 40 à 55 m

tabel 3.5.1. Benodigde kruinbreedte

In figuur 3.5.1 wordt de inrichting van het stort geïllustreerd, bij gebruik van twee zuigers.

~

T

8

I

I

t::-i

/

--,,---,-,_j__' __j_

'

T

'

l

I

I

-

I

I

~kad., \ I \

r

Verschillende aannemers beschikken over een snelkoppelsysteem

waarmee het mogelijk is een leiding te verlengen zonder dat de

produktie door die leiding stopgezet hoeft te worden. Indien

tij-dens de slotfase bij maximale zandproduktie met een minimaal

pro-fiel moet worden gewerkt, kan bij toepassing van dit systeem de

kruinbreedte aanzienlijk beperkt worden. Pijpenhandelingen en

bulldozeraktivi teiten moeten dan wel goed voorbereid en

georgani-seerd worden om de grote zandaanvoer op het smalle stort onder kontrole te houden.

3.5.3 Werkbaarheid zandwinplaats

De zandwinning vindt plaats in het lage- en hoge bekken (fig.

3.4.1). Het zand moet worden gewonnen met cutterzuigers tot een

diepte van circa NAP -4,00 m. Door middel van inpompen van water

zal een voldoende hoog waterniveau in de bekkens moeten worden

gehandhaafd.

Golven, mist, wind etc.

Omdat de zandwinning in afgesloten bekkens plaatsvindt hoeft geen

rekening te worden gehouden met onwerkbare omstandigheden ten

4 ONTWERP ZANDSLUITING

4.1 Ontwerpmethode

4.1.1 Rekenmethode

De zandverliezen en de inhoud van de sluitkade worden per

bouwfa-se berekend met het programma ZANDSOM. Er wordt onderscheid

ge-maakt tussen het stort- en het bodemverlies. Het zandverlies

wordt bepaald door het berekende zandtransport bij een

stationai-re stroming te vermenigvuldigen met een verliescoëfficiënt: fs

=

2 voor het stort en fb

=

0,25 voor de bodem (fig. 4.1.1). In deze

coëfficiënten is het verschijnsel van de verhoogde

stroomsnelhe-den rond het stort (kopeffekt) al verwerkt. De gemiddelde

sluit-gatsnelheden behoeven dus niet met de in par. 3.2.6 genoemde

d~-aanzetfaktoren vermenigvuldigd te worden.

STORT(fs

=

2 ) •

I

_

BODEM (fb

=

0.25 )

·

1

sluitgat

figuur 4.1.1 Toepassingsgebied verliescoëfficiënten fs

=

2 en

fb

=

0,25

De verliescoëfficiënten zijn afgeleid uit kontroleberekeningen

van eerder uitgevoerde zandsluitingen. De zandtransportkapaciteit

wordt berekend met de formule van Morra-Kalinske. De theorie

om-trent deze berekeningen is behandeld in lito 4.

uit eerdere toepassingen van de rekenmethode van Morra-Kalinske

(lit. 16) is geen eenduidig verband te leggen tussen de

verlies-coëfficiënten en de belangrijkste parameters. Gebleken is, dat de

werkelijke zandverliezen flink kunnen afwijken van de

voorspel-ling.

De snelheden zullen door de vernauwing van het sluitgat

2,5 à 3,0

mis.

Omdat de snelheid een uitermate belangrijke para-meter in de zandverliesberekening is, moet het gebruik van de

ge-noemde rekentechniek niet plaatsvinden bij snelheden groter dan

3,0

mis.

volgens fig. 3.2.5 is een zo hoge snelheid bij de slui-ting van het Slaak niet te verwachten.

ZOals in hoofdstuk' reeds is aangegeven zlJn er in principe drie varianten mogelijk, met name een sluiting van één van beide zij-den of een sluiting vanaf twee zijzij-den. De keuze van één van deze varianten is afhankelijk van het zandverlies en de ligging van de zandwinplaats. De totale zandverliezen zijn afhankelijk van het oppervlak van het stort en van de bodem. Daarbij is van belang dat het stortverlies per m' veel groter is dan het bodemverlies. Bij het vorderen van de sluiting neemt het bodemoppervlak af, terwij 1 de stroomsnelheden toenemen..

Als in het diepste deel van het sluitgat wordt begonnen en op een

ondiep deel geëindigd, zal tevens de stortlengte en daarmee het

stortoppervlak kleiner worden (fig. 4.1.2). Daarom is het

aan-trekkelijk bij de sluiting van diep naar ondiep te werken.

OPPERVLAK DOORSTROOMPROFIEL A IN m 2 WERKRICHTING OPPERVLAK WERKRICHTING

,

\ , stort lengte \

,

-.

,

,

\ \ \ \

,

figuur 4.1.2 Invloed werkrichting

Op het gemiddeld lengteprofiel van het sluitgat Slaak (fig.

3.,•2) is te zien dat aan de zuidzij de een ondiep gedeelte.

aanwe-zig is. Een sluiting van noord naar zuid ligt daaran voor de

hand, mede omdat de zandwinplaats aan de noordzijde is gelegen.

Een sluiting van zuid naar noord wordt niet in beschouwing

geno-men.

Wanneer de totaal beschikbare produktie over twee storten wordt

verdeeld, is de gezamenlijke stortlengte groter dan bij een

één-zijdig stort en de totale bodemlengte kleiner. Dit betekent dat

het totale zandverlies groter is. Daarom wordt ook deze variant

niet verder in beschouwing genomen.

Voor het uitvoeren van een zandverliesberekening dient te worden

uitgegaan van een vooraf gekozen netto zandproduktie. Door de

wordt inzicht verkregen in het verband tussen zandverlies en sluitgatafmetingen als funktie van de produktie. De in de prak-tijk toe te passen zandproduktie kan op grond hiervan worden vastgesteld. Er zijn berekeningen uitgevoerd met netto zandpro-dukties van 2.000, 3.000 en 5.000 m3/u, in de verwachting dat de toe te passen produktie binnen dit scala zal vallen.

4.2 Ontwerp sluitkade 4 •2 •1 Inleiding

Om zandverliesberekeningen te kunnen uitvoeren dienen eerst de vorm en de afmetingen van de sluitkade te worden bepaald. Gedeel-telijk gaat het hierbij om een bewuste keuze, zoals bijvoorbeeld de kruinhoogte en -breedte.

Voor een ander deel worden vorm en afmetingen bepaald door de sluitingstechniek en de eigenschappen van het toe te passen zand.

Indien in het af te sluiten doorstroomprofiel sprake is van een ongelijkheid in eb- en vloeddebiet, kan besloten worden om de

sluitkade niet in het hart van de definitieve dam te situeren, maar zodanig dat de brutoverliezen nog zoveel mogelij k binnen het

profiel van de definitieve dam vallen.

Het brutoverlies is het zand dat buiten het sluitkadeprofiel te-recht -komt en relevant in verband met de voortgang van de

slui-ting. Het nettoverlies is het zand dat buiten het definitieve

damprofiel terecht komt en van belang voor de totale kosten.

Bij de sluiting van het Slaak is de kruinbreedte vastgesteld op

50 m, omdat deze breedte juist past in het eindprofiel (zie ook

in par. 4.2.3 onder kruinbreedte). Daarom wordt de sluitkade in

de as van de dam geprojekteerd. Het brutoverlies is daarbij

ge-lijk aan het nettoverlies.

In verband met lagere zandverliezen bij een kortere sluitingsduur

wordt het profiel van de sluitkade minimaal gehouden.

Het profiel wordt vastgelegd door kruinbreedte, kruinhoogte,

zij-taluds boven en onder water en de bodemligging.

Aan de sluitkade worden lagere eisen gesteld dan aan de

defini-tieve dam: alleen gedurende de relatief korte sluitingsperiode

moet het profiel voldoende volume en hoogte hebben om niet door

golven en stroom uitgevlakt te worden. De definitieve dam

daaren-tegen moet gedurende vele jaren als waterkering dienst doen en

bovendien nog andere funkties vervullen.

Kruinbreedte

De benodigde kruinbreedte bij toepassing van twee zuigers is 40 à

55 m (par. 3.5.2). Gekozen is voor een kruinbreedte van 50 m,

om-dat dit overeenkomt met de breedte van het eindprofiel. De

Kruinhoogte

Het is aantrekkelijk om tijdens het spuiten de spuitmond zo dicht mogelijk bij de waterspiegel te situeren (zandverlies,

storthel-lingen). Aangezien de stortpijp tevens hoogwatervrij dient te liggen wordt voor de hoogte o.a. in verband met optredende golven een hoogte van minstens een halve meter boven gemiddeld springrij hoogwater aangehouden. Uit par. 3.2.4 blijkt voor het tijdstip van de sluiting dit peil op circa NAP +1,50 m te liggen. Voor de berekeningen wordt daarom een kruinhoogte van NAP +2,00 m aange-houden. Bij deze hoogte is de kans aanwezig dat onder ongunstige omstandigheden schade optreedt aan zowel de zandkade (levert enig

zandverlies op) als aan de stortpijpen. Hierdoor is het van be-lang dat vrij kort achter de uit te bouwen sluitkade wordt begon-nen met opkaden voor de volgende slag, zodat slechts over een ge-ringe lengte een sluitkade aanwezig is met genoemde kruinhoogte. Taluds

Onderscheid dient te worden gemaakt tussen het onderwatertalud, het talud in de getijzone en het talud daarboven. Tengevolge van golfaanval kan het talud aan de zeezijde in de getijzone flauwer zijn dan aan de bekkenzijde. In alle gevallen hangt het talud af van de korrelsamenstelling en de invloed van stroom en golven. Gezien de ervaringen die zijn opgedaan bij diverse sluitingen en bij de aanleg van verschillende damvakken en eilanden (lit. 17), o.a. in het kader van de campartimenteringswerken, met soortge-lijk zand is het vrij veilig om uit te gaan van de volgende ta-luds voor beide zijden:

- beneden gemiddeld laagwater 1 :15 - van gemiddeld laagwater tot NAP 1:40 - boven NAP 1:5

Hierbij is ervan uitgegaan dat boven NAP perskaden worden opgezet met behulp van bulldozers en kranen.

Volgens tabel 3.2.1 is het gemiddeld laagwater tijdens de slui-ting circa NAP -1,50 m.

Een en ander resulteert in het dwarsprofiel volgens fig. 4.2.1.

50.00

.2.00

~t+~

l\:;--,

..

'-0

---onder water tQlud

In hoofdstuk 6 wordt nagegaan in hoeverre het eindresultaat (to-tale zandverlies en sluitingsduur) gevoelig is voor de hier ge-maakte keuzen. Met name zullen de taluds worden gevarieerd tussen de volgende waarden:

beneden gemiddeld laagwater 1 :10 en 1:25 gemiddeld laagwater tot NAP 1 :30 en 1:50

boven NAP 1:4 en 1:6

Deze variaties worden als uiterste waarden gehanteerd, in termen

van statistiek op te vatten als 2 maal de standaardafwijking bij

een veronderstelde normale kansverdeling.

Er wordt eenvoudigheidshalve uitgegaan van een gemiddelde

samen-stelling van het zand gedurende de gehele sluiting. Op grond

hiervan wordt gerekend met een stort dat zich voorwaarts

ver-plaatst zonder wezenlijke verandering van de taludhelling.

Voor het stortprofiel wordt uitgegaan van een helling van 1:60,

voor het gedeelte tussen NAP en gemiddeld laagwater. Deze helling

is vooral gebaseerd op de ervaring bij het opspuiten van

damvak-ken en werkeilanden (lit. 17 en 18) als onderdeel van de

compar-timenteringswerken. Het gebruikte zand is vergelijkbaar met het

hier toe te passen zand. Verder worden dezelfde hellingen

aange-houden als bij het dwarsprofiel (fig. 4.2.2).

Het gedeelte boven NAP wordt opgespoten tussen in de

laagwaterpe-riode opgezette perskaden. De aangegeven helling boven NAP

be-treft dus de kop van de perskadej het eigenlijke stort heeft een

veel flauwer talud, maar dat is voor de berekeningen niet van

be-lang.

--_

-,..----stort

l'

-

NAP

.

----;:60--

·

--

.

_-~(L.W.) figuur 4.2.2 Stortprofiel 4.3 Zandverliesberekeningen

Er zijn berekeningen uitgevoerd voor het stortverlies, het

bodem-verlies en totale zandbodem-verlies als funktie van de sluitgatopening,

zonder bodemverlaging. Hierbij is voor gemiddeld getij en

vol-gens par. 3.2. Voor gemiddeld doodtij is een faktor van 0,84 toe-gepast op de waterstanden en snelheden behorende bij gemiddeld getij.

De verliezen (uitgedrukt in m3/getij) zijn, zolang de produktie hoger is dan de momentane verliezen, onafhankelijk van de zuiger-produktie. Uit berekeningen bij diverse zuigerprodukties blijkt het maximum totaal verlies bij gemiddeld getij 27.000 m3/getij te bedragen.

Bij een zuigerproduktie van 3.000 m3/u blijkt dit maximale ver-lies bij gemiddeld getij 25.000 m3/getij te zijn. Dat in dit ge-val het verlies lager is dan bij grotere produkties komt, omdat hier het momentane verlies de produktie heeft overschreden, waar-bij een reduktie op het stortverlies wordt toegepast. Een nadere verklaring hiervan is opgenomen in lito 4.

Voor de zuigerproduktie van 3.000 m3/u zijn tevens de verliezen berekend voor gemiddeld dood- en -springtij.

De resultaten van genoemde berekeningen zijn weergegeven in fig. 4.3.1. 35000 30000

.

_

₂₅₀₀₀ ti Ol

-...

e

₂₀₀₀₀ .E lil ~ ₁₅₀₀₀ ..J cr I&J > 0 z

..

10000 N 5000 /~-- _~...

----

gemiddeld springtij /

,

_{gemiddeld get} ij _, _"

--,

,

gemiddeld doodtij

,

'"

,

1",

,

,

,

11'/

._

1'-"

,,

,

_-,

,

:

('

_-,

,

,

,

ti

<, "

"

,

ft

,

,

,

:/(

V-

r-.

"

,,

//

_... <,<,

,...

...

...

_....

ir/

...

-

... <,

"',

3

...

...

,

,

~

t---..

...._....

'

ti

--...

----

_~

o

200 400 600 800 1000 1200 1400 1600

A sluitgQ t in m 2 t.o.v. NAP

figuur 4.3.1 Zandverliezen voor verschillende omstandigheden en bij diverse bouwfasen

4.4 Keuze produktie

als funktie van de netto zuigerproduktie bij gemiddeld getij. Ge-zien het verloop van deze kromme moet een netto zandproduktie ge-kozen worden van tenminste circa 3.000 m3/u. Bij lagere produk-ties neemt de steilheid van de kromme toe. Bij kleine afwijkingen van een lagere produktie, ten gevolge van welke oorzaak dan ook, wordt de onzekerheid in de verliezen veel groter.

1.1

o

.

1

\

\

\

\

I \ I \

\

\

\

-,

-,

<, I

I

,...

1",

UI _<, ~

1-o.

I

..

-_

1--->

-

Cl ~ .2 I

I

theoretische daminhoud

-

_

.

_

.

_

.

-r

.

_

.

-

-

-

-

-

-

-

_

.

....,.

.

_

.

_._

_

.

.

-4

{

I I 1.0 0.9

'"

o

..

,.,

E _0.8 c LIl ;:: :lil: ;:, o o 0.7 a: 0.. LIl ..J <

0-e

0.6 0.5

o

1000 2000 3000 4000 sooo 6000 ZUIGERPRODUKTIEin m3/u

figuur 4.4.1 Totale benodigde zandhoeveelheid als funktie van

netto zuigerproduktie bij gemiddeld getij

Bij de keuze van de zuigerkapaciteit gelden verder de volgende

overwegingen:

overkapaci-teit hebben. In fig. 4.3.1 is te zien, dat bij gemiddeld getij het verlies bij een sluitgatprofiel van 300 m2 circa 25.000 m3jgetij is. Een ~roduktie die dit verlies ruim overtreft, bij-voorbeeld 3.000 m

ju,

geeft naar verwachting voldoende zeker-heid

om

het gat te sluiten. Bij tegenvallers kan naar een dood-tijsituatie worden uitgeweken.

- de zandwinning moet met een cutterzuiger geschieden in verband met de gewenste bodemligging van het lage- en hoge bekken.

Cut-terzuigers met een netto produktie van 1.500 m3ju zijn nog in voldoende mate beschikbaar. Een zuiger met een hogere produktie

is bovendien niet afgestemd op het werk in de bekkens, terwijl het inzetten van meerdere kleinere zuigers minder ekonomisch is.

Om genoemde redenen wordt voor de sluiting van het Slaak een net-to produktie van 3.000 m3ju gekozen.

Theoretische sluitingsduur

De sluitingsduur hangt onder andere af van de springtijjdoodtij-cyclus. Een optimale situatie voor de sluitingsduur (en ook voor het zandverlies) ontstaat als de maatgevende bouwfase tijdens doodtij optreedt.

Besloten is om in dit stadium als maatstaf voor de totale slui-tingsduur de berekening bij gemiddeld getij te hanteren. In tabel

4.4.1 is deze sluitingsduur weergegeven voor diverse zuigerpro-dukties, uitgaande van een volkontinu bedrijf bij een kruinbreed-te van 50 m , In hoofdstuk 5 wordt hierop nog nader ingegaan. netto zuigerproduktie in m3 tijdsduur sluiting

per uur per week uur

2.000 336.000 551

3.000 504.000 229

5.000 840.000 107

tabel 4.4.1 Sluitingsduur bij diverse netto zuigerprodukties

4.5 Bodembescherming

De bodemerosie gemiddeld over het sluitgat kan var1eren van enke-le centimeters tot enkele decimeters per getij. Om dit te voorko-men kan overwogen worden plaatselijk (laatste fase) het maaiveld

te beschermen. Hierop wordt nader ingegaan in hoofdstuk 5.

Overige beschermingen van bodem en oevers behoeven niet te worden aangelegd, omdat van belang zijnde konstrukties zo ver van het slui tgat zijn gelegen, dat van enige aantasting geen sprake zal zijn ,

4.6 Grondmechanische stabiliteit van het zandlichaam inklusief het bovenstort

vol-gende mogelijkerwijs optredende grenstoestanden: macro-stabili-teit, micro-stabilimacro-stabili-teit, afschuivingen/zettingsvloeiingen, inter-ne erosie, zetting en klink, die hierna achtereenvolgens worden beschouwd •

In fig. 4.6.1 is de bouwfase-geometrie weergegeven van zowel de sluiting van het Slaak als van het Krammer. Hieruit blijkt dat de

situatie voor het Slaak iets gunstiger is dan voor het Krammer.

Ter vereenvoudiging zijn daarom voor de macro-stabiliteit (par.

4.6.2) en de daarvoor bepaalde faalkans (par. 4.6.7) van de

slui-ting Slaak de berekeningsresultaten aangehouden die gelden voor

de sluiting Kr ammer. __________________ _! ~ _,:40 _ t :40 ."J • 5 00 "v. • 1..00 r ---ri,';i/

r

II ___ krammer ___ slaak

figuur 4.6.1 Bouwfase-geometrie Slaak (----) en Krammer

{---4.6.2 Macro-stabiliteit

Onder macro-stabiliteit wordt verstaan de stabiliteit van de

to-tale konstruktie, inklusief de ondergrond. Met behulp van het

re-kenmodel van ~llenius (cirkelvormige glijvakken) is de

stabili-teitsfaktor van de konstruktie bepaald. In tabel 4.6.1 en in de

daarbij behorende toelichting zijn naast de gehanteerde

parame-ters en randvoorwaarden de berekende stabiliteitsfaktoren

weerge-geven, uitgaande van verwachtingswaarden, voor de situatie bij

het Kr ammer •

-

kruinniveau in m 2,50+ 5,00+ t.O.v. NAP

-

bodemniveau in m 10,00- 10,00-t.o.v • NAP - waterstand in m t.O.v. NAP

.

in dam 2,50+ 5,00+

.

op Krammer 2,00- 2,00-- poriëngehalte 40% 40%

-

~ zand in kN/m3 (nat) 20 20

-

-waarde 330 330 - c-waarde 0 0

-

talud NAP +2,50 m tot 2:3 2:3

NAP +5,00 m

- talud NAP tot NAP +2,50 m 1:5/1:4 1:5/1 :4

-

stabiliteitsfaktor 1,82/1,47 1,26/1,12

Toelichting bij de tabel: - kruinniveau:

Omdat direkt na aanleg van de sluitkade tot een niveau van NAP +2,50 meen bovenstort wordt aangebracht, zijn eveneens bereke-ningen gemaakt voor een kruin op NAP +5,00 m.

bodemniveau:

Omdat de weerstand tegen instabiliteiten bij een lager bodemni-veau geringer is dan bij een hoger bodemniveau (minder massa in de zogenaamde passieve zone) is gerekend met een laagliggende bodem •

- waterstand:

Bij de berekening is aangenomen dat het damvak tot NAP +2,50 m respektievelijk NAP +5,00 m volledig is verzadigd: een water-stand op het Krammer lager dan NAP -2,00 m is niet in de bere-kening meegenomen, omdat de invloed hiervan op de totale kon-struktie vrijwel nihil is.

- poriëngehalte:

Boven water afgezet zand vertoont een redelijk vaste pakking, onder meer door de aanwezigheid van bulldozers op het stort. Bij een konstruktie die volledig is opgebouwd uit zand blijkt dat de meest ongunstige glij cirkels in het bovenste deel van de geometrie liggen. Om deze redenen is hier gekozen voor een

po-riëngehalte van 40%. - '(zand:

Het gewicht van het zand, uitgedrukt in kN/m3 is gerelateerd aan het poriëngehalte. Bij de bepaling van het gewicht is uit-gegaan van de soortelijke massa van zand van 2650 kg/m3 vaste stof.

- talud NAP +2,50 m tot NAP +5,00 m:

Hierbij is uitgegaan van het gebruikelijke talud van een pers-kade. Onder volledig verzadigde omstandigheden blij kt uit de berekening dat het talud te steil is. Praktisch gezien is de situatie anders, doordat zich in de perskade een waterstands-verloop instelt. Bij toepassing van folie zal de waterstand in de perskade nog gunstiger zijn.

In het meest ongunstige geval zal het talud van de perskade enigszins uitzakken (zie par. 4.6.3).

- talud van NAP tot NAP +2,50 m:

Om aan te geven hoe groot de invloed is van een steiler talud zijn eveneens berekeningen gemaakt voor een helling 1:4. De gevonden stabiliteitsfaktor voor de macro-stabiliteit van de voorgestelde konstruktie tot een niveau van NAP +2,50 m respek-tievelijk NAP +5,00 mis 1,82 respektievelijk 1,26 ().l-waarde).De hierbij behorende faalkans bedraagt 5,7.10-6 respektievelijk 3,3.10-2 (zie par. 4.6.7).

De macro-stabiliteit van de konstruktie kan in gevaar komen, in-dien op korte afstand ontgrondingskuilen ontstaan met steile

hel-lingen. De maximaal te verwachten ontgronding bedraagt enkele de-cimeters (par. 4.5). De invloed hiervan op de stabiliteit van de

konstruktie is te verwaarlozen.

Zoals reeds is opgemerkt is de situatie bij het Slaak gunstiger dan bij het Krammer. Bovenstaande beschouwing is dus voor het Slaak te ongunstig.

4.6.3 Micro-stabiliteit

Onder micro-stabiliteit wordt verstaan de stabiliteit van de zandkorrel op het talud onder invloed van de zwaartekracht en het verhang dat eventueel in de dam aanwezig is. Voor een situatie waarbij de dam tot NAP +4,00 m volledig is verzadigd en de water-stand op het Slaak NAP -2,00 m bedraagt, is de micro-stabiliteit bepaald met de formule:

f

=

tg 1/2

Ct

tg ~ waarin:

f

=

stabiliteitsfaktor

~= hoek van inwendige wrijving 0<

=

helling van het talud

voor

(f

=

28° (p- 1,64 CJwaarde) en (7'(.

=

11,3° (talud 1:5)

bedraagt de stabiliteitsfaktor f

=

1,25.

Bij een talud van 1:4 bedraagt de stabiliteitsfakor van de zand-korrel op het talud 1,0, bij een volledig verzadigd zandlichaam. Mocht het talud door welke oorzaak dan ook steiler zijn dan 1:4, dan stelt zich door plaatselijk afschuiven van het talud een sta-biele situatie in. Dergelijk voorkomende afschuivingen kunnen echter niet leiden tot doorgaand bezwijken van de totale kon-struktie. In de praktijk zal de situatie gunstiger zijn: een vol-ledige verzadiging van damlichaam inklusief perskaden treedt niet op, omdat zich een verhang vanaf de stortpijp naar de buitenwa-terstand instelt. Als bovendien aan de stortzijde van de perska-den folie wordt gebruikt zal de waterstand in de perskaden nog lager zijn. Voor de kans op schade van de konstruktie ten gevolge van deze grenstoestand mechanisme wordt een verwaarloosbaar klei-ne waarde gehanteerd (10-4).

Afschuivingen en/of zettingsvloeiingen worden tijdens de bouw van de sluitkade niet verwacht, omdat ontgrondingen nabij de sluitka-de zich nauwelijks kunnen ontwikkelen door het oprukkende stort. De maximaal te verwachten ontgronding bedraagt enkele decime-ters. De kans op een afschuiving en/of een zettingsvloeiing is hierbij (zie par. 3.3.2) verwaarloosbaar.

4.6.5 Interne erosie

Bij de geometrie van het dwarsprofiel van de sluitkade bedraagt het maximale verhang enkele procenten. DOor de toepassing van

(vrijwel) alleen zand onder flauwe taludhellingen, is de kans op interne erosie verwaarloosbaar klein.

4.6.6 Vertikale deformaties

Ten aanzien van de te verwachten deformaties van de definitieve geometrie van het damvak, met een kruinniveau van NAP +5,00 m,

geldt het volgende:

ZOals reeds is aangegeven in par. 3.3.1 bestaat de ondergrond uit zand met dunne kleilaagjes, met op grotere diepte een klei-laag (1 à 1,5 m - fig. 3.3.2). De optredende deformaties kunnen worden opgesplitst in:

a. klink van het aan te brengen zandlichaam door het eigen ge-wicht:

b. zetting van de ondergrond door het aan te brengen zandlichaam. De totale vertikale deformaties (klink + zetting) nemen toe met de diepte van het bestaande maaiveld. Om deze reden is ter ver-eenvoudiging het sluitgat Slaak gesplitst in twee gebieden, name-lij k:

gebied I : geul met gemiddelde diepte van NAP -8 m: gebied II: plateau op een gemiddeld niveau van NAP.

De klink en de zetting zijn voor een aantal opeenvolgende lagen berekend met de formule van Terzaghi:

z

=

h ln C

p + A P p

waarin voor een bepaalde laag geldt: z

=

samendrukking (m)

h

=

dikte (m)

C

=

samendrukkingskonstante (-)

p

=

gemiddelde vertikale korrelspanning (kN/m2)

Ap

=

toename van de vertikale korrelspanning door bovenbelasting (kN/m2)

ad a. klink:

Voor het bepalen van de klink is aangenomen: - conusweerstand

qc:

3 MN/m2 (losse pakking) - C-waarde: 30 à 50 maal de conusweerstand

qc.

De klink van het zandlichaam bedraagt voor gebied I (geul) res-pektievelijk gebied II (plateau): 0,1 à 0,2 m respektievelijk 0,05 m.

ad b , zetting:

Voor het bepalen van de zetting is aangenomen: - conusweerstand

qc:

6 MN/m2

- C-waarde: 30 à 50 maal de conusweerstand

qc

Voor gebied I respektievelijk gebied 11bedraagt de zetting van de ondergrond 0,1 à 0,2 m respektievelijk 0,05 à 0,1 m.

In tabel 4.6.2. is een en ander samengevat

gebied I gebied II

klink (m) 0,1 à 0,2 0,05

zetting (m) 0,1 à 0,2 0,05 à 0,1

totale deformatie (m) 0,2 à 0,4 0,1 à 1,5 tabel 4.6.2 Deformaties

Door de relatief hoge doorlatendheid van zowel het aan te brengen zandlichaam als van de ondergrond treden de deformaties op tij-dens het aanbrengen van het damvak tot een niveau van NAP +5,00 m. De op grotere diepte lokaal voorkomende kleilaag (1

à

1,5 m) zal eveneens samendrukken (0,2 m ter plaatse van gebied I; 0,1 m ter plaatse van gebied II bij een kleilaagdikte van 1,5 m). In bovenstaande beschouwing is hiermee geen rekening gehouden, omdat deze samendrukking voor het grootste deel optreedt na voltooiing van de sluitkade.

Gezien het bovenstaande (geringe deformaties, die vrijwel geheel tijdens de uitvoering optreden) is de kans dat een grenstoestand wordt bereikt, als gevolg van deformaties, verwaarloosbaar klein. 4.6.7 Faalkans

Gelet op de te verwaarlozen gevolgen van een aantal grenstoestan-den (par. 4.6.3 tot en met 4.6.6) is de faalkans uitsluitend be-paald voor de macro-stabiliteit (par. 4.6.2).

Zoals reeds is aangegeven in par. 4.6.1 is de situatie voor het Slaak iets gunstiger dan die ter plaatse van het Krammer.

Voor wat betreft de faalkansbeschouwing van de sluiting Slaak wordt daarom volstaan met de resultaten die gelden voor het Kram-mer. Een en ander houdt in dat de faalkans voor het Slaak kleiner

zal zijn.

De berekeningen zijn uitgevoerd met behulp van een komputerpro-gramma, waarbij de stabiliteitsberekening volgens de methode Fel-lenius is gekoppeld aan een verfijnde niveau II-methode (PROBAB 200). Berekeningen zijn gemaakt voor de bouwfasegeometrie voor het Krammer volgens fig. 4.6.1. Hierbij is een onderscheid ge-maakt tussen de sluitkade tot een niveau van NAP +2,50 m en het

zandlichaam tot een niveau van NAP +5,00 m. Voor beide situaties geldt dat gerekend is met een volledig verzadigd stort bij een buitenwaterstand van NAP -2,00 m.

In tabel 4.6.3 is aangegeven welke variatie is gehanteerd ten aanzien van de hoek van inwendige wr ijving ((j') en het gewicht van de grond (~).

).l

a-ct

( 0 ) 33 ₃

r

nat (kN/m3) 20 0,5

(

droog (kN/m3 16 0,5

tabel 4.6.3 Variatie grondparameters

om

aan te geven wat de invloed is op de faalkans zijn eveneens berekeningen gemaakt voor een talud van 1:4 voor het gedeelte van NAP tot NAP +2,50 m.

kruinniveau helling stabil itei ts- faalkans in m t.o.v. NAP NAP tot NAP +2,50 m faktor

2,50+ 1 :5 1 ,82 5,7.10-6

1 :4 1 ,47 1 ,4.10-3

5,00+ 1 :5 1 ,26 3,3.10-2

1 :4 1 ,12 1 ,8.10-1

tabel 4.6.4 Berekeningsresultaten faalkans

Uitgaande van het voorgesteld ontwerp bedraagt de faalkans voor de bouwfase in het Krammer 5,7.10-6 respektievelijk 3,3.10-2• Om-dat de situatie voor het Slaak gunstiger is, zal de faalkans hier

ter plaatse kleiner zijn.

Bovendien blijkt uit de gemaakte berekeningen dat de glijcirkel, behorend bij de stabiliteitsfaktor van 1,12 een klein segment van het zandmassief "afsnijdt" boven het NAP-niveau. Met andere woor-den, een eventueel optredende instabiliteit leidt slechts tot een

zeer geringe afschuiving. De kans dat dit tijdens de uitvoering een ingrijpende aanpassing noodzakelijk maakt is te verwaarlozen.

/

4.7 Grondmechanische stabiliteit aangrenzende damvakken

Omdat wordt gesloten van noord naar zuid zullen aan de noordzijde

van het sluitgat geen ontgrondingen optreden, zodat de

grondme-chanische stabiliteit van de noordelijke omkading van het lage

bekken niet in gevaar komt. Ter plaatse van de kop van damvak

Slaak wordt het voorland vastgelegd met een lage mijnsteenkade

(zie hoofdstuk 5), zodat geen dusdanige ontgrondingen kunnen

ont-staan dat de stabiliteit van de damkop in gevaar komt.

Gevaar voor afschuivingen en zettingsvloeiingen is derhalve niet