Onderzoek naar de mogelijkheid van afsluiting van de Oosterschelde met een gedeeltelijk geprefabriceerde stormvloedkering. Deelrapport 3: Grondmechanische aspekten

rijkswaterstaat

stormvloedkering oosterschelde 1

deelrapport 3

Onderzoek

naar de mogelijkheid

van afsluiting

van de Oosterschelde

met een gedeeltelijk

geprefabriceerde stormvloedkering

Inleiding

Doel van het onderzoek

Het onderliggend onderzoek naar de funderingsmethode, dat in deze nota behandeld wordt, is verricht in de periode tussen no-vember 1974 en mei 1976. De konklusies van dit onderzoek zijn vermeld in het eindrapport stormvloedkering Oosterschelde. Zoals bekend is besloten om 8 deelnota's te laten verschijnen die ieder een bepaald aspekt van het onderzoek behandelen. Deze 8 deelnota's zijn:

1. Milieu aspecten en morfologische ontwikkeling; 2. Hydraulische aspekten; 3. Grondmechanische aspekten; 4. Caissons op staal; 5. Pijlers op putten; 6. Caissons op putten; 7. Afsluitmiddelen;

8. Planning, begroting en literatuuroverzicht.

Het in deze nota vermelde onderzoek had tot doel om aan het einde van de studieperiode een funderingskonstruktie aan te bie-den die voldeed aan de gestelde randvoorwaarbie-den en uit-gangspunten.

In de samenvatting is een afweging vermeld die ten grondslag aan deze studie heeft gelegen.

deelrapport 3

grondmechanische aspecten

's-Gravenhage maart 1984

1

REF. NR. _ ~

SIGN.

B i b ' : / ' r.

DATÜivl .__

! FRUS

I FL O

c

C Ö

Hoolck'jcr^ v. d. Waterstaat

Kcr.ingskacb 4

2596 AA 's-Gravenhage

Inhoud

Hoofdstuk 0. 0.1. 0.2. Hoofdstuk 1. 1.1. Inleiding Samenvatting

Fundering van de kering Rand van de bodembescherming Toelichting

Algemene problematiek

1 3

5

Hoofdstuk 2. Ontwerpkriteria en randvoorwaarden

2.1. Uitgangspunten voor het ontwerp 2.2. Belastingen

2.3. Eisen t.a.v. stabiliteit en deformatie 2.4. Grondgesteldheid Hoofdstuk 3. 3.1. 3.2. 3.3. 3.4. 3.5.

De fundering van de kering Algemeen

Caissons op staal

Caissons gefundeerd op putten Pijlers gefundeerd op putten Hoge putten versus lage putten

11

Hoofdstuk 4. De rand van de bodembescherming

4.1. Stabiliteit van de rand 4.2. Maatregelen ter voorkoming

van stabiliteitsverlies

17

Hoofdstuk 5. Studies en onderzoeken

5.1. De fundering

5.2. De rand van de bodembescherming 5.3. Lijst van nota's en rapporten

19

Figuur 0.1 De drie alternatieve funderingssystemen.

I CONSTRUCTIE SCHUIVEN

l " l

I I

/ F U N D / A ^ D ' C H T I N G X

_Jl

- CONSTRUCTIE - ( PIJLER ) Z SCHUIVEN AFDICHTING

_{J ^}

_^Z

I -I CONSTRUCTIE SCHUIVEN AFDICHTING

_{: ^}

O Samenvatting

0.1. Fundering van de kering

In de ontwerp-periode van november 1974 tot mei 1976 werden 2 principiële funderingsmethoden onderzocht. Deze zijn:

a. de fundering op staal: Hierbij worden de belastingen van de ke-ring via een laag van grof materiaal (de drempel) naar de onder-grond overgebracht, (figuur 3.1a).

Als waterkerende constructie werden alleen de afsluitbare caissons als mogelijk ontwerp in beschouwing genomen. Gesproken wordt over caissons op staal.

b. de fundering op putten: Hierbij worden de belastingen van de kering via de putten naar de ondergrond overgebracht (figuur 3.1b).

Als waterkerende constructie werden enerzijds de afsluitbare caissons in beschouwing genomen, anderzijds pijlers met verti-kaal beweegbare schuiven er tussenin. Gesproken wordt over caissons op putten en pijlers op putten.

N.B. In plaats van putten kunnen ook palen van staal of beton, ge-heid of geboord, voor de krachtsoverdracht zorgen. Gezien de verwachte problemen van de uitvoering, met name van de verbinding tussen paal en caisson, werd deze oplossing ver-worpen.

0.2. Onderzoeken en studies

De onderzoeken en studies van de fundering concentreerden zich op de belangrijkste vragen, die de 3 ontwerpen opriepen (zie tabel 0.1.) Deze zijn:

- kan met voldoende zekerheid een goede en blijvende dichtheid van de drempel in het ontwerp caisson op staal verkregen wor-den. Immers de inzanding kan een goede verdichting van het drempel-materiaal verhinderen. Later kunnen door uitspoeling van het zand (te) grote zakkingen ontstaan onder de caissons. - zal het losgepakte zand onder de caissons, bij een fundering op

staal, en terzijde van de putten bij een fundering op putten lei-den tot onaanvaardbare deformaties, die bovendien t.g.v. ver-weken van het zand onder wisselende golfbelasting nog eens extra versterkt worden en kan dit door verdichting voorkomen worden.

hoe is de afdichting onder en aan weerszijden van de kering. Hierbij zijn aan de orde stroom-bestendigheid en zanddicht-heid. Geconcludeerd werd dat bij de factor zanddichtheid het verhang bepalend is. Deze blijkt het grootst te zijn bij de aan-storting tegen de bodembak van de caisson op staal en bij de onderste dorpelbalk van de pijlers op putten. Vooral.de blijven-de aansluiting van blijven-de filterlaag tegen blijven-de putwand in geval van een caisson op putten werd als een belangrijk probleem gezien t.g.v. de bewegingen van de put tijdens stormen.

0.3. Resultaten onderzoeken en studie

Mede op grond van de resultaten van onderzoek en studie van de fundering van de kering is overgestapt van het oorspronkelijk ont-werp van caissons op staal naar pijlers op putten. De be-langrijkste overwegingen daarvoor zijn geweest de factoren tijd en kosten, welke voortvloeiden uit de technische kanten van de ver-schillende ontwerpen. Bij de technische uitwerking van beide prin-cipe oplossingen bleek dat de toleranties, vertaald in een verschil in stand tussen 2 naastliggende caissons of pijlers, niet zo zeer be-paald werd door de deformatie van de ondergrond als wel door de vlakheid van de drempel. Aangezien ervan uitgegaan werd dat systematische onvlakheden van 0,35 m bij de drempel aanleg ver-wacht moesten worden werd een puttenfundering in dit opzicht gunstiger beoordeeld. Immers bij putten kan de bovenkant vlak af-gewerkt worden alvorens de pijler of caisson erop te plaatsen. Bo-vendien was een fundering op putten minder deformatie-gevoelig dan een fundering op staal.

In onderstaande tabel wordt een overzicht gegeven van de argumenten voor en tegen een fundering op staal. Overwegingen bij de keuze ontwerp pijler op putten versus caisson op staal of putten.

Factor/Ontwerp 1. Technische uitvoerbaarheid 2. Afdichting onder en naast kering (piping-gevaar) 3. Nauwkeurigheid van plaatsing 4. Oplevering kering 5. Kosten kering met enkele schuif prijspeil 31/12/75 Caisson op staal C.O.S. Verdichting drempel onzeker t.g.v. in-zanding; vlakheid drempel moeilijk oplosbaar haalbaar 1987 of 1988, natte werken kritisch /. 2.97 miljard Caisson op putten C.O.P. zijd. steendruk te gering, waardoor noodzaak verdich-ting over max. 10 m diepte oplosbaar niet zeker (extra proeven) 1986, plaatsing putten kritisch /. 3.47 miljard Pijler op putten P.O.P.

zelfde als bij C.o.p. oplosbaar na extra proeven haalbaar 1985, plaatsing putten en bouw hefschip kritisch /. 2.91 miljard

Bij de overweging 1. „Technische uitvoerbaarheid,, heeft ook het aspect verdichten een zeer belangrijke rol gespeeld. Bij de studie van alle drie ontwerpen is verdichten noodzakelijk gebleken om de deformaties binnen aanvaardbare grenzen te houden.

Een goede blijvende verdichting onder water werd technisch reali-seerbaar bevonden; behalve die van de drempel van het ontwerp caissons op staal, waar t.g.v. uitspoelen van zand de dichtheid na verloop van tijd zou afnemen.

N.B. Opgemerkt kan worden dat door de mogelijkheid tot aanzien-lijke verbeteringen van de stijfheidseigenschappen van de (zand) grond door verdichten het ontwerp van pijlers op lange putten evolueerde naar pijlers op korte putten, waaruit tenslotte het definitieve ontwerp de monoliet pijlers groeide. Dit laatste mede t.g.v. (vermeende) te grote belastingen op de bouwkuipen tijdens de constructie van de putten.

0.4. Rand bodembescherming

Vanuit de aanname dat een zettingsvloeiing verwacht moest wor-den, wanneer aan de rand van de bodembescherming een (diepe) ontgrondingskuil ontstaat, waardoor de bodembescherming over grote lengte beschadigd zal worden, werden maatregelen bedacht die een dergelijke zettingsvloeiing kunnen voorkomen. Deze zijn tweeledig:

tijdig, d.i. gedurende het ontstaan van de kuil, bestorten van de kuil-helling waardoor afschuiving en dus een zettingsvloeiing voorkomen wordt

- verdichten in fasen van de losgepakte zandbodem onder en naast de rand, waardoor in geval van een beperkte afschuiving een zettingsvloeiing niet kan ontstaan.

Nader onderzoek moest nog gedaan worden m.b.t. de zettings-gevoeligheid van de bodem aan de rand en onder de oevers.

1. TOELICHTING

1.1. Algemene problematiek

Gedurende de studieperiode werden de problemen die gepaard gingen met de opgave tot het ontwerp van een permanente be-weegbare stormvloedkering in de Oosterscheldemond met grote intensiteit bestudeerd.

Een bijkomend groot probleem was de toegestane tijdspanne voor het verrichten van voorbereidende studies. Die bedroeg slechts anderhall jaar, gerekend vanaf november 1974 tot op het moment waarop definitief over de uitvoerbaarheid van de stormvloedkering moest worden beslist.

Om die tijd optimaal te besteden moest aan zoveel mogelijk aspec-ten en onderdelen van de opgave tegelijkertijd aandacht worden besteed. Daarbij moest echter tegelijk bedacht worden, dat het re-sultaat van onderzoek op één deelgebied, de randvoorwaarden in een ander onderdeel der studies aanzienlijk kon beïnvloeden. De studies en onderzoekingen, w.o. vele metingen, die moesten wor-den uitgevoerd voordat een begin kon worwor-den gemaakt met het ontwerp van de gehele constructie, omvatten een groot aantal soms tamelijk ver uit elkaar liggende gebieden en aspecten. Een opsomming van de belangrijkste delen en aspecten van de to-tale opgave, die in eerste instantie moesten worden behandeld volgt hieronder:

de eisen die aan de constructie gesteld moesten worden op waterloopkundige, milieu-technische, beheerstechnische eco-nometrische gronden

- de dimensionering van de afsluitmiddelen en bewegingsinrich-tingen

- de dimensionering van de sluitgaten, en de bodembescher-ming, alsmede de te verwachten bodemuitschuring

- de stabiliteit van de ondergrond, de rand van de bodembe-scherming en de oevers

- de wijze van fundering van de permanente doorstroomcais-sons, op staal of palen c.q. putten

- de verdichting van de ondergrond - de verdichting van de drempel

het vlakmaken van de drempel

- de algehele vormgeving van de caissons

het transport van de caissons, de afzinkmanoeuvres en het nastellen der caissons na plaatsing.

Deze opsomming geeft een indruk van de veelheid en verscheiden-heid der problematiek en kan niet gelezen worden als een werklijst-je waarbij men eerst het eerste probleem afwerkt, en dan aan het tweede begint. Er moest worden gezorgd voor een doorlopend ver-band tussen de studies, omdat ze alle van eikaars resultaten af-hankelijk waren en bovendien moesten kunnen worden samenge-voegd tot een overzicht, waaruit telkens de stand van het totale on-derzoek kon worden afgelezen. Gegevens van de verschillende met deelonderzoeken belaste groepen moesten dus geregeld on-derling worden uitgewisseld en in samenhang met elkaar worden geëvalueerd.

Het volgende moge ter toelichting dienen:

Tijdens het bouwen van de kering wordt het doorstroomprofiel ge-leidelijk kleiner, er ontstaat een verval. Toenemend verval geeft toenemende stroomsnelheid. De geul die vlak achter de storm-vloedkering ligt wordt echter niet vernauwd, en daar zal de snel-heid t.g.v. het afnemende debiet juist afnemen. Deze afname gaat gepaard met energie-verlies. Bewegings-energie wordt omgezet in potentiële energie en in warmte en turbulentie. Een onmiddellijk gevolg van de toenemende turbulentie is, dat de stroom hoe langer hoe meer zand gaat loswoelen en meevoeren. Pas bij zeer grote vernauwing als het debiet aanzienlijk kleiner wordt neemt dit

ver-schijnsel weer af, omdat de toenemende turbulentie dan meer dan gecompenseerd wordt door de vermindering van de stroomsnel-heid in de geul.

Ten aanzien van het doorstroomprofiel in de definitieve toestand, waren de eisen die vanuit verschillende belangen worden gesteld, onderling strijdig:

Uit milieu-technisch oogpunt zou het gewenst zijn de huidige toestand in het Oosterscheldebekken zoveel als maar mogelijk is te handhaven. Dat betekende een wens tot handhaving van een maximaal tijverschil.

Uit constructief oogpunt was een bepaalde verhouding ge-wenst tussen de bewegende en de vaste delen van de constructie. Deze verhouding werd grotendeels bepaald door de eisen bij stormvloedomstandigheden.

Uit hydraulisch en grondmechanisch oogpunt was elke dimen-sionering goed die voorkwam dat de ontgrondingskuilen die aan weerszijden van de constructieranden ontstaan, te diep en te steil zouden worden. Te diep en te steile hellingen kunnen in-storten en een zettingsvloeiing inleiden die de stabiliteit van het kunstwerk in gevaar kan brengen.

Uit financieel en technisch oogpunt kon het aantrekkelijk zijn om het kunstwerk klein te houden. Het doorstroomprofiel zou dan ook vrij klein zijn.

Verschillende van deze uitgangspunten waren voelbaar strijdig met elkaar. Terwille van het milieu viel te pleiten voor een groot doorstroomprofiel, de financiële en constructieve overwegin-gen leidden tot voorkeur voor een klein doorstroomprofiel. Met een compromis zouden de hydraulici en grondmechanici ech-ter geenszins blij zijn; hun voorkeur ging uit naar öf een heel groot öf een heel klein profiel.

Uit het waterloopkundig onderzoek tot dan toe was gebleken dat de minste ontgronding werd verkregen bij gelijkmatige ver-deling van de weerstand over het gehele profiel van de afslui-ting.

Gespreid energieverlies levert kennelijk een rustiger stroom-beeld op dan een geconcentreerd energieverlies. Er werden nog enkele andere overwegingen geformuleerd die van invloed waren op de de keuze van vorm en profiel van de afsluiting. Om uitvoeringstechnische redenen was het aantrekkelijk om uitsluitend gebruik te maken van de diepe delen van de geulen. De ondiepe delen zouden eerst ingebaggerd moeten worden voor er voldoende constructiehoogte ontstond om het kunst-werk te kunnen funderen en opbouwen.

Gedeelten van de bodembescherming die al was neergelegd in het tracé van de afsluiting zouden dan bovendien weer verwij-derd moeten worden. Het gebruik van alleen maar de diepe de-len van de geude-len gaf dus economische voordede-len.

Een doorstroomprofiel tegen verhoudingsgewijs lage kosten per m2 werd zo verkregen. Aan de andere kant benutte men

slechts een deel van de geulprofielen, dan zou het energiever-lies over een kleine breedte worden uitgespreid; dit zou de ont-grondingen ongunstig beïnvloeden. Op de grens van de hoofd-stroom en het water aan weerszijden ontstaan dan bovendien nog eens extra wervelstraten, hetgeen in nog meer erosie re-sulteert.

f — NAP * * 8.00 —»+200m

Wti

Ma. f

h- - ? 2 0 m 1 - 1 7 0 C - 2 5 . 0 0 H H«- 4 8 0 m «4 - l^JszJjP^ ROOMPOT N.A.P • 5 8 0 - » + l 6 0 m /Z4 l * ^ v f " h « — 3 3 0 m

-1 -1

- 1 1 0 0 • 1 8 0 0 - « - 3 2 0 m - » H ,„j L,,l„Xiiifi'. . 5 - 3 0 N.AP - 3 2 0

SCHAAR VAN ROGGENPLAAT

h« 1250 m

SCHAAR VAN ROGGENPLAAT

* 1 0 0 m

-%

i

V.

\

« - 3 9 0 I I I I -1100 LJSÓO m — f 5 6 0 m

:

—1

1

W

m

N A P 8 4 0 Figuur 2.2.a

Caissons over de volle breedte der sluitgaten („Brievenbus")

Figuur 2.2.b

2 Ontwerpkriteria en randvoorwaarden

2.1. Uitgangspunten voor het ontwerp

Van de hoofduitgangspunten voor de studie zoals die zijn vermeld in deelnota 2 zijn de volgende voor het ontwerp van belang: 1. Afsluitbare kering in de bestaande geulen door middel van

ge-prefabriceerde elementen met een zodanig doorstroomprofiel, dat het gemiddeld getijverschil bij Yerseke 2,30 m. bedraagt. Dit komt overeen met een effectief doorstroomprofiel van ca. 11.500 m2 onder NAP. Daarbij is de Oosterschelde

gecomparti-menteerd volgens model C3 (zie figuur 2.1.).

2. De constructie moet bestand zijn tegen een stormvloed met een hoogwaterstand die een gemiddelde overschrijdingsfre-quentie heeft van eenmaal per 10.000 jaar, verminderd met 0,3 m.

3. De stormvloedkering volgt het bestaande sluitingstracé (zie fi-guur 2.2. a + b en fifi-guur 2.3.).

4. De debietverdeling over de keringen in de geulen dient onge-veer evenredig te zijn met de huidige debietverdeling, n.l. Roompot 55%, Schaar van Roggenplaat 20% en Hammen 25%.

5. De afsluitmiddelen moeten kunnen worden gesloten zowel op LW-kentering voorafgaande aan een storm, als bij stroom in beide richtingen.

6. In geval van sluiting mag de stabiliteit van de kering niet in ge-vaar komen bij weigering van één of meerdere bewegingswer-ken.

7. Over de dam moet een eenvoudige verkeersweg worden aan-gebracht.

8. De maatgevende belastingen zijn:

a. verval van 7 m in de richting Oosterschelde (NAP + 5,30 m tot NAP - 1 , 7 0 m) gecombineerd met een golf Hs =

4,50 m.

b. verval van 4,50 m in de richting Noordzee (NAP +3,00 m tot NAP - 1,50 m).

9. Het effectieve doorstroomprofiel bij plaatsing van de laatste caisson moet tenminste 30.000 m2 bedragen.

/ • " G O E R E E , - T F ^ GREVEUNGEN \ ,<f ^ - - ~ - • ! - £ — ~ - v ZOUT \

£ y^ ^ — v )

<j? f SCHOUWEN ' ^ v ' > Y > ^ ^ V ouivELAND STORMVLOEDKERING # GET IJ V / O O S T E R S C H E L D E ^y\ j>S*' A ÏNOORD BEVELAND \ ^ -WALCHEREN! : " 'ï\ {. . . Ï A ^ * W . \ ƒ ZUID-BEVELAND \ \

^zy^ji^

^***\WESTERSCHELDE .../ : X ^

^-*. «—^. ^^ •

^ ^ ~ \ PUTTEN j ^ y * ^ — " ? — -^ " - * - % w HARING- {-^*~* ^ " N S ^ V L I E T Y _ OVERFLAKKEE

X - H ^ :

" • s ^ T ' T _ PHILIPSDAM J / '**— / V ^ T ^ O E T ^ L A N D yï& THOLEN " ^ OESTER 1 1 V DAM 11 VOLK E RAK ^ SCHELDE •-k RIJNVERBINOING r ^ * l i j Figuur 2.1

Compartimentering volgens model C3 met aanpassing van het bestaande kanaal door Zuid-Beveland.

2.2.1. Verval

De vervalbelasting is het gevolg van het verschil tussen twee wa-terstanden.

Afhankelijk van nog te formuleren beheersrichtlijnen en de uitvoe-ring daarvan in de toekomst kan de O.S.-waterstand bij gesloten kering variëren tussen NAP - 1,70 m en + 2,50 m.

Het door de stormvloedkering te keren verval kan dus variëren tus-sen 7,00 m en 3,00 m richting Oosterschelde.

Figuur 2.3

Overzicht van de afsluiting en de bodembescherming volgens het beginsel van de "brievenbus" (links) en de "spleet"

: SCHOUWEN

"-. \ '"^v^ènsP^

"".----_ /&&££&{& —- ^i) i / <i^ / » M > v V v ' - *-.:* HAMMEN - . . . j K v ^ V ^ S ^ B w ^ "r^ï&fift&fy&it^y

SCHAAR VAN ROGGENPLA.AT YX\/ilV&XcX

NEELTJE JANS / J | P ^ ^ ^ ^

jÉÊÊrT/'***.

\ >fliiP^Vi ^ & V /

v

\ illr /$

,-mÊlf^t " * / / ~BOUWPUT NOORDLAND / J B J f t £ * £ / ROOMPOT y j A X ^ P R w r t ; j ROOMPOT " " ' f e ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ -— - ' ' ^ - ^ ^ ^ ^ K A ^ ^ ^ I - - - . " ö ^^^^r^y^T^^^^^^^^ '"- ~ -; ^ ^ ^ ^ - r - ^ r - *-T - . - • _ • • _ -^ïfj- • >$£&r!ï$^*:^"^>^<> -^ - ':'•:• : \ . ^ ^ ^ ^ ' : . - : : ^ > * > ^ * r : ^ W r r ^ ^ , . NOORD BEVELAND :• • " • • : ^ T ^ t «

-"\\--

---Sc'' '"'"" v s \ ..-• - -

_-w£~''''''

) ROGGENPLAAT

' \ ^

-BOUWPUT SCHAAR "i 2 km

-"--—^

2.2.2. Golven

Om de golfbelastingen op de stormvloedkering te kunnen bepalen dient een verband tussen hoge waterstanden en de daarbij optre-dende golfklimaten bekend te zijn. Een dergelijk verband is onvol-doende bekend. Daarom wordt gewerkt met een op grond van be-schikbaar statistisch materiaal vastgelegde bovengrens voor de relatie tussen waterstand en significante golfhoogte. Extrapolatie van deze bovengrens voor de ontwerpwaterstand van NAP

+ 5,30 m leidt tot een significante golfhoogte van 4,50 m. Verfijnde analyses van de variaties in golfhoogten langs het dam-tracé en van de invloed van verdieping van de vooroever van de Oosterschelde op de golfhoogte zijn op grond van het beschikbare feitenmateriaal moeilijk te geven. Gedurende de studieperiode moest vastgesteld worden welke randvoorwaarden gehanteerd zouden worden. Bovendien moesten uit deze randvoorwaarden krachten afgeleid worden. Aangezien de krachten op basis van hy-draulische en constructieve (type kering en funderingsdiepte) randvoorwaarden moesten worden bepaald, was bij de grohdme-chanische studies het juiste krachtenspel veelal niet goed bekend. Dit betrof niet alleen de krachten bij de ontwerpbelasting maar ook die welke kunnen optreden tijdens de bouwfase. In het volgende wordt nader ingegaan op de belastingen.

2.2.3. Krachten op de caisson

De totale belasting t.g.v. verval en golf op een caisson van 50 x 50 m, gefundeerd op een drempel, waarvan de bovenkant is gelegen op 25 m - NAP is in onderstaande tabel vermeld en is uit-gedrukt in een horizontale kracht H, een verticale kracht V en een moment M. Deze krachten behoren bij de hiervoor genoemde su-perstorm met Hs = 4,5 m, golflengte = 140 m en een verval van

7 m .

Onder het caisson wordt een lineair verlopende waterdrukverde-ling aangenomen. Naast een funderingsniveau van 25 m - NAP komen nog 2 andere niveaus in de sluitgaten voor n.l. van 19 m

- N A P en 13 m - N A P . De krachten op caissons met deze funderings-niveaus zijn lager.

belastingen

superstorm + 7 m verval H in kN/m'

V in kN/m'

M in kNm/m'

verval vanaf O.S. 4,5 m H in kN/m' V in kN/m' M in kNm/m' drempeldiepte NAP-m 25 3780 7310 51940 1170 7150 7960 19 3150 5930 33070 920 6120 1540 13 2490 4150 11270 660 3960 1360 Tabel 2.1.

N.B. Een storm met een hogere overschrijdingskans b.v. 5% ge-durende een periode van 50 jaar, geeft beduidend lagere krachten n.l.:

H = 3380 kN/m' V = 6350 kN/m' M = 28730 kNm/m'

Deze krachten horen bij een storm met een waterstand van = 4.30 m + NAP en H„ = 3.90 m

2.2.4. Andere belastingen t.g.v. golfaanval:

Belastingen in de richting van de as van de kering t.g.v. schuin inlopende golven. Zij zijn relatief klein.

- Belastingen t.g.v. golfklappen. Deze zijn voor de caisson in zijn totaliteit niet maatgevend, wel voor onderdelen.

Voorts werd gekeken naar belastingen t.g.v.

- Wind; Voor de fundering van de caisson zijn de effecten gering. Us; Ook deze zijn voor de fundering van de caisson niet maat-gevend.

- Omgekeerd verval; Dit zou kunnen optreden indien op de Oosterschelde een hogere waterstand aanwezig zou zijn dan op de Noordzee. Belastingen dientengevolge zijn echter niet maatgevend, aangezien zij zonder golfbelasting optreden. 2.2.5. Belastingen in de bouwfasen

Caisson:

Bij het caissonontwerp dient naast de belastingen in de definitieve toestand tevens rekening te worden gehouden met de belastingen in de bouwfase.

In de diverse bouwfasen worden de volgende belastingstoestan-den voor de caisson onderscheibelastingstoestan-den:

1. bouwfase droge bouwput; 2. fase geïnundeerde bouwput; 3. fase opdrijven;

4. fase slepen; 5. fase afzinken;

6. bouwfase geplaatst caisson; 7. afbouwfase.

De studie tijdens de voorontwerpfase is vooral geconcentreerd op de belastingen in de definitieve toestand. De belastingen uit de ver-schillende bouwfasen zijn nog maar voorlopig geïnventariseerd. Putten:

Voor het geval de putten in een bouwkuip gemaaakt zouden wor-den, dient vastgesteld te worden onder welke voorwaarden (maat-gevende bouwfase storm) de kuipen gedimensioneerd moesten worden. Gedurende deze studieperiode waren de maatgevende belastingen nog niet bekend. Kort na de studieperiode bleken deze zeer grote waarden te kunnen aannemen, waardoor de puttenfun-dering niet haalbaar geacht werd.

2.3. Eisen t.a.v. stabiliteit en deformatie

2.3.1. Stabiliteit Caisson:

Bij de stabiliteitsanalyse van de op staal gefundeerde caissons werd uitgegaan van de maximaal te verwachten belasting bij de maatgevende stormomstandigheden en de resultaten van stabili-teitsberekeningen met ongunstig aangenomen materiaal-eigen-schappen.

Voor deze berekeningen werd de veiligheids-coëfficient gesteld op 1,25.

Putten:

Bij de puttenfundering werden de berekeningen uitgevoerd met een waarde van de hoek van inwendige wrijving van de pleistoce-nelaag van 40°. Gesteld werd dat voor een definitief ontwerp ter plaatse van iedere put nader grondonderzoek uitgevoerd diende te worden. De dan gevonden waarden van de grondeigenschappen dienden te worden getoetst aan de in de berekeningen gebruikte waarden; de kans dat de werkelijke gemiddelde waarde van de hoek van inwendige wrijving kleiner is dan 40° werd kleiner geacht dan 5%.

Aangezien het grondonderzoek nog niet volledig was uitgevoerd, werd de veiligheidscoëfficient bij de puttenfundering gesteld op

2.3.2. Deformaties

Ten aanzien van de deformaties zijn geen eisen gekwantificeerd. Gestreefd werd naar vervormingen van maximaal enige decime-ters.

2.4 Grondgesteldheid

Het uitgevoerde grondonderzoek in de sluitgaten heeft in grote lij-nen het volgende beeld van de grondgesteldheid verschaft: Pleistoceen ligt ter plaatse van:

- de Roompot tussen NAP - 30 m en - 35 m - de Schaar van Roggenplaat omstreeks NAP - 30 m - de Hammen tussen NAP - 3 2 m en - 3 8 m.

Doorgaande, harde lagen (lagen dikker dan 10 m met conus-weerstanden groter dan 20 - 30 MN/m2) komen echter op grotere

diepten voor dan de bovenkant Pleistoceen, n.l. ter plaatse van: - de Roompot vanaf NAP - 34 m a - 43 m

- de Schaar van Roggenplaat vanaf ca. NAP — 42 m - de Hammen vanaf ca. NAP - 52 m.

Boven de diepgelegen pleistocene afzettingen (formatie van Tege-len en formatie van Maassluis) worden de holocene afzettingen, die in hoofdzaak uit jong zeezand en oud wadzand bestaan, gevon-den. Deze holocene afzettingen bezitten over het algemeen een losse korrelstapeling met een hoog poriëngehalte.

Dit betekent dat ze een betrekkelijk lage schuifweerstand hebben en bovendien gevoelig zijn voor verweking onder cyclisch verande-rende schuifspanningen. De conusweerstand schommelt over het algemeen rond een gemiddelde waarde van 8 MN/m 2.

In het noordelijk deel van het tracé in de Hammen bevatten de jon-ge holocene afzettinjon-gen veel klei- en siltlajon-gen, waardoor de me-chanische eigenschappen van deze afzettingen duidelijk minder zijn dan in het overige gedeelte van het tracé van de stormvloedke-ring.

Figuur 2.4

Geologisch profiel van de Oosterscheldemond, 100 m ten

Ten gevolge van uitschuring is de holocene afzetting in de diepe delen van de drie sluitgaten aanzienlijk dunner dan aan de randen. De diepteligging van de bovenkant van het pleistoceen varieert van ca. NAP - 3 5 m tot NAP - 4 0 m. Het grondonderzoek in het Pleistoceen beperkte zich tot twintig boringen en twaalf boorson-deringen tot een diepte van NAP - 5 0 m tot - 6 0 m. Hieruit bleek dat de samenstelling en de eigenschappen van het Pleistoceen sterk wisselen.

In de Hammen is de formatie van Tegelen, waarin zeer hoge son-deerwaarden voorkomen, enige meters dik.

Daaronder komt tot de verkende diepte de formatie van Maassluis voor, waarin tot ca. NAP - 52 m overwegend slibhoudend zand voorkomt met sondeerwaarden van 1 0 - 1 6 MNm 2. In dit pakket

worden tussenlagen van één tot enkele meters sterk kleihoudend zand aangetroffen met lage sondeerwaarden van 5 a 7 MN/mcm2.

Vanaf ca. NAP - 52 m werden zeer hoge sondeerwaarden geme-ten.

In de Schaar van Roggenplaat komt vanaf ca. NAP - 32 m tot de verkende diepte de formatie van Tegelen voor, waarin vrijwel over het gehele sluitgat enige meters zwak tot sterk kleihoudende lagen worden aangetroffen, omstreeks het niveau van NAP - 4 0 m. Daarboven en daaronder komt zand voor met zeer hoge sondeer-waarden.

In de Roompot wordt eveneens tot ca. NAP - 60 m de formatie van Tegelen aangetroffen, waarin over het algemeen zeer hoge sondeerwaarden werden gemeten.

Uitzonderingen zijn de randen van het sluitgat waar omstreeks NAP - 4 0 m kleihoudende lagen kunnen voorkomen.

In figuur 2.4. is schematisch het geologisch profiel getekend.

oosten van het afsluitingstracé.

ROOMPOT SCHAAR VAN ROGGENPLAAT HAMMEN

N BEVELAND NAP - 5 SCHOUWEN

L~S3

ZAND

ZAND MET KLEILAAGJES EN KLEISTUKJES ZAND MET VEENLAAGJES EN VEENSTUKJES ZAND SLIBHOUDEND MET SLIBLAAGJES

™ Z A N D M E T < | C H E L P EeNu | s „ KLEI ZANDERIG MET

ZANDLAAGJES LEEG

JONG ZEEZAND

(AFZETTING VAN DUINKERKE) OUD WADZAND

(AFZETTING VAN CALAIS ) FORMATIE VAN TEGELEN

BELASTING _

A

ï

GEWI C

"

WRIJVING \

\ \ \

GRONDDRUK BELASTING ^ _ GEWICH T

'

PUT

" E

V ^ \—,-GRONDDRUK Figuur 3.1

Overdracht van belastingen op constructies naar ondergrond.

NOORDZEEZIJDE OOSTERSCHELDEZIJDE

m t

/ — *

r-hTTTTT^

a."OPEN BAK"- CAISSON

NOORDZEEZIJDE OOSTERSCHELDEZIJDE

Ir" W

~P

X.

I .10.00

III

¥l J l r r

-55.00 N A P -19.00 -25.00 b "HALVE BAK"-CAISSON NOORDZEEZIJDE

Ud:

f-r-fl i

OOSTERSCHELDEZIJDE n

-f-U

'T rr-r-.

« 55.0O ^ c."VENTURI"-CAISSON • 7.00 NAP - 5 5 0 -19.50 -25.00 NOORDZEEZIJDE OOSTERSCHELDEZIJDE

" ' • " ' • " •

d. "HALVE BAK"- CAISSON VOOR BRIEVENBUSPROFIEL

Figuur 3.2

3 De fundering van de kering

3.1. Algemeen

Voor de overdracht van de op de stormvloedkering uitgeoefende krachten aan de ondergrond kwamen in principe de twee volgende methoden in aanmerking:

een fundering op een drempel van slakken en stortsteen. Dit is de z.g. „fundering op staal";

- een diepe fundering op diep in de grond gebrachte palen of put-ten.

Zowel de standzekerheid als het deformatiegedrag zijn in beschou-wing genomen. De studies en het onderzoek waren speciaal ge-richt op het cyclische karakter van de belastingen door de golven.

Fundering op staal

Een op staal gefundeerde constructie ontleent zijn standzekerheid tegen horizontale belastingen aan het gewicht van de constructie (figuur 3.1.a).

Bezwijkmechanismen die zich kunnen voordoen zijn: horizontale afschuiving van een caisson over de drempel; afschuiving langs een ondiep glijvlak in drempel en ondergrond waarbij de caisson horizontaal en verticaal verplaatst wordt. Welk van beide mechanismen optreedt, hangt af van de grootte van de verhouding van de horizontale belasting H t.g.v. verval en golf belastingen, en de verticale belasting V hoofdzakelijk t.g.v. het eigen gewicht, en van de schuifweerstandseigenschappen en de draagkracht van de funderingsgrondslag. Een belangrijk aspect was daarbij de grootte van de wrijvingscoëfficiënt tussen het grondvlak van de caisson en de drempel. Dit aspect werd dan ook diepgaand onderzocht door middel van grootschalige proeven. Bij de fundering op staal werd, vooral bij een dunne drempel, reke-ning gehouden met relatief grote schuifspanreke-ningen in de bovenste laag van de zeebodem. Deze zandafzettingen hebben over het al-gemeen een hoog poriënvolume en zijn daardoor in beginsel ge-voelig voor het optreden van waterspanningsopbouw onder cy-clisch wisselende schuifspanningen.

De wateroverspanning in het korrelskelet die daarmee gepaard gaat zal het draagvermogen van de grond tijdelijk doen verminde-ren; de mate waarin is behalve van het poriënvolume ook afhanke-lijk van het verloop van de stormbelasting en van de afstroming van het overspannen water.

Bij de stabiliteits- en deformatieberekeningen vormde dit aspect een essentieel onderdeel. In verband daarmee was het belangrijk te weten dat de eigenschappen van de jonge zeezand-afzettingen door kunstmatige verdichting verbeterd kunnen worden.

Hiervoor werden verdichtingsproeven in situ uitgevoerd. Ook wer-den er twee proeven in situ met caissons uitgevoerd om het effect van het verdichten zo goed mogelijk te kunnen kwantificeren.

Fundering op putten

Bij een diepe fundering worden de krachten grotendeels overge-bracht naar de diepere, draagkrachtiger lagen, (figuur 3.1b). Het eigen gewicht van de constructie heeft een kleinere invloed op de stabiliteit dan bij op staal gefundeerde caissons. Ten gevolge van de zijdelingse steun van de grond zal de constructie niet bezwijken t.g.v. grote horizontale verplaatsingen. Kanteling wordt ook tegen-gewerkt door de horizontale grondsteun. Vanzelfsprekend zal wel hoekverdraaiing van de putten optreden, waardoor horizontale ver-plaatsingen optreden op en boven het niveau van de bovenkant van de drempel. Verdichting van de grond werd over het algemeen niet noodzakelijk geacht. Voorzover dit plaatselijk toch moest ge-schieden is het voornaamste doel ervan de verplaatsingen te be-perken.

Fundering op palen

Bij een dergelijke fundering is het effect van de zijdelingse steun normaliter minder groot dan bij de fundering op putten. Zijdelingse steun kan echter verkregen worden door palen onder een helling te plaatsen. Als diameter van een paal werd aanvankelijk 3 tot 5 m aangehouden.

3.2. Caissons op staal

3.2.1. De caisson

Gedurende de studieperiode heeft de caisson zich ontwikkeld van het conventionele model, dat relatief slap is, tot diverse modellen waarvan de 3 hoofd-ontwerpen zijn (figuur 3.2.):

de „open-bak,,-caisson; de ,,halve-bak,,-caisson en de „venturi,,-caisson. De „open-bak,,-caisson:

Deze caisson bestaat uit een laaggelegen kokerconstructie met daarop vrijstaande wanden.

Tussen de wanden staan de schuiven, met de bovenkant op NAP + 5,3 m, zijnde de vereiste keerhoogte.

Door de kerende hoogte van de caisson niet hoger te maken dan de stormvloedstand, wordt de totale horizontale golfbelasting op de caisson beperkt. Een deel van de golftoppen slaat dan over de schuiven heen.

De ruimte in de laaggelegen kokerconstructie kan worden gevuld met ballast t.b.v. de stabiliteit in de eindfase.

De „halve-bak,,-caisson:

De „halve-bak,,-caisson bestaat uit een laag- en een hooggelegen kokerconstructie die door wanden aan elkaar zijn verbonden. De kering wordt gevormd door de schuiven en de bovenkoker, waarin tevens de bewegingswerken van de schuiven worden opgesteld. De bovenzijde van de bovenkoker ligt op NAP + 7 m; de totale hori-zontale golfbelasting is daardoor bij dit type groter dan bij de „open-bak". Evenals bij de „open-bak" wordt de onderkoker ge-vuld met ballast-materiaal om de stabiliteit te verzekeren. De „venturi,,-caisson:

Dit is een gemodificeerde vorm van de „halve-bak,,-caisson; de_ vloer en het plafond van de doorstroomkoker liggen hier niet vlak, maar onder een helling van 1 : 8. Het belangrijkste voordeel van deze constructievorm ligt in het feit dat de schuiven t.o.v. die in de beide andere typen aanmerkelijk kleiner van oppervlak zijn. Een nadeel is dat aanzienlijk meer ballastgewicht benodigd is t.b.v. de stabiliteit, en dat de diepgang tijdens transport relatief groot is. Als favoriete caisson werd de „halve-bak,,-caisson voor de „brie-venbus,,-doorstroming gekozen (zie figuur 3.2d).

Voor de „brievenbus„-oplossing zijn diepe, ondiepe en over-gangscaissons nodig. De diepe caissons staan op een drempel waarvan de bovenkant ligt op NAP - 25 m en — 19 m. De ondiepe caissons staan op een drempel waarvan de bovenkant gelegen is op NAP — 13 m. Deze ondiepe caissons zijn het moeilijkst drijvend te krijgen. Indien ze bij L.W. geplaatst worden mag de diepgang slechts 8,5 m bedragen om de caissons nog op de drempel te kun-nen plaatsen. Bij plaatsen op H.W. mogen ze 10 m diep steken. Als bijbehorende afsluitingsmiddel is bij de „brievenbus" gekozen voor hefschuiven, omdat die goed passen in deze conceptie. De schuiven worden bewogen door hydraulische bewegingswerken met een maximale slag van 8,5 m. De hefhoogte is dus ook 8,5 m.

3.2.2. De drempel

In het ontwerp werd uitgegaan van een drempel waarop de cais-sons rusten. Aangezien de drempel behalve een dragende ook een afdichtende functie moest vervullen werd de volgende filter-constructie ontworpen:

een bodembescherming bestaande uit een „sand-wich,, opgebouwd uit twee blokkenmatten met daar-tussen een laag grind, dikte 0,5 m - een laag fosforslakken met een dikte van minimaal 1,0 m - een laag stortsteen 10/60 kg, dikte 1,0 m - een laag stortsteen 60/300 kg, dikte 1,5 m Totale dikte: 4,0 m Welke eisen gesteld moesten worden aan de mechanische eigen-schappen van de fundering hing sterk samen met de vraag welk ty-pe caisson zou worden toegepast en hoe de opleggingen op de drempel zouden worden.

Gekozen werd voor een kort en breed caisson 50 x 50 m met drie oplegvlakken van 15 x 15 m, twee aan de Oosterscheldezijde en één aan de zeezijde.

Het systeem van een drievlaksoplegging is relatief eenvoudig en biedt voor een juiste krachtsoverdracht de grootste zekerheid. Ten behoeve van deze krachtsoverdracht is het noodzakelijk de drempel af te vlakken. De voor de filtereigenschappen van de drempel noodzakelijke opbouw in lagen maakt het noodzakelijk dat niet alleen de bovenste laag, maar alle lagen worden afgevlakt. De stabiliteit van deze caissons werd onderzocht door middel van berekeningen. Er werd voldoende stabiliteit (veiligheidscoëfficiënt 1,25) bereikt bij een verdichte drempel en een over een bepaalde diepte verdichte ondergrond, met toepassing van enige ballast bo-ven de ondersteuningsvlakken.

Verwacht mocht worden dat door het verdichten de hoek van in-wendige wrijving in het drempelmateriaal minimaal 40°, en in de ondergrond minimaal 37 1/2° zou worden.

Bij de minimale drempeldikte van 4 m moest ook de ondergrond over een dikte van 10 m verdicht worden.

Bij hogere drempels zou de dikte van het pakket te verdichten on-dergrond gereduceerd kunnen worden en bij een drempelhoogte van 9 m kon verdichting van de ondergrond achterwege blijven. In-dien het te verdichten pakket zou blijken te bestaan uit pleistoceen materiaal is verdichting van de ondergrond doorgaans niet noodza-kelijk. Ten behoeve van de stabiliteit moesten de onderkokers van de caissons geballast worden met zand. Daarenboven bleek bij de caissons die op grote diepte zouden worden geplaatst nog een ex-tra ballast noodzakelijk te zijn die varieerde van 3.000 ton voor de caissons op NAP - 18 m tot 5.000 ton voor de caissons op NAP

- 2 5 m. .

Bij de stabiliteitsbeschouwing werden de aanstortingen tegen de caissons mede in de berekening opgenomen. De bijdrage die deze aanstortingen in de stabiliteit konden leveren was echter afhanke-lijk van het effectieve gewicht van het stortmateriaal. Bij de nadere precisering van de berekening moest derhalve ook de stromings-druk van onderloopsheid in de beschouwing worden betrokken. 3.2.3 Stabiliteit

Verwacht wordt dat t.g.v. de golfbelasting op de constructie tijdens de maatgevende storm een wateroverspanning van max. 0,5 N/mm2 kon ontstaan in het zand. De invloed daarvan op de

stabili-teit van de caissons was verwaarloosbaar. De schuifweerstand van de caissons over de drempel kon verzekerd worden door het toepassen van stalen pennen aan de onderzijde van de ondersteunings-vlakken.

3.2.5. Aanzanding

Mocht het zand dat in het steenskelet van de drempel terecht was

gekomen naderhand uitspoelen, dan zouden de mechanische ei-genschappen minder worden dan in het ontwerp werd aangeno-men. Toch kan voldoende stabiliteit worden verkregen door b.v. de verhouding tussen de optredende horizontale belasting en de verti-cale belasting ten gunste van het eigen gewicht te vergroten zowel door het aanbrengen van extra ballast als door verkleining van het optredende moment door een breder caisson met grotere afstan-den tussen de oplegvlakken. In het uiterste geval kon van een drie-vlaksoplegging worden overgegaan op een volledige ondervulling van de caissons.

In verband met de heterogeniteit van de bodem was de verdeling van de tegendruk onder de caissonbodem dan echter niet nauw-keurig te voorspellen.

Een ontwerp voor een voldoende sterke caisson bleek echter reali-seerbaar. Ook de stabiliteit zou bij een dergelijk caissonontwerp verzekerd zijn mits de hoek van inwendige wrijving van het drem-pelmateriaal onder de diepst gefundeerde caissons tenminste 32° bedroeg.

Bij een nog slechter verdichtingsresultaat kon de stabiliteit worden verzekerd door ballasten.

Bij <t> = 30° zou een ballasthoeveelheid van ca. 10 % van het ef-fectieve caissongewicht dan voldoende zijn. Verwacht werd dat een aantal problemen met betrekking tot onderloopsheid bij deze volledige oplegmethode zouden worden ondervangen en de totale zettingen evenals de horizontale verplaatsingen geringer dan bij de driepuntsoplegging zouden worden. Ook werd gedacht aan maat-regelen om het uitspoelen van zand te voorkomen opdat de eigen-schappen van de drempel wel zouden voldoen aan de gestelde eis van het ontwerp. Eén van de reële mogelijkheden was het aanbren-gen van een zanddichte constructie over de drempel.

Op basis van hiervoor vermelde maatregelen ter ondervanging van de problematiek van aanzanding werd verwacht dat een betrouw-baar ontwerp voor de fundering op staal te realiseren was. Evenwel werd verondersteld dat een dergelijke aanpassing van het ontwerp aanzienlijke kosten zou meebrengen.

3.3. Caissons gefundeerd op putten

Bij het ontwerp van de fundering van de caissons op putten, ging de voorkeur eveneens uit naar de ,,halve-bak,,-caisson, met dien verstande dat de caissons dan afmetingen zouden krijgen van 40 x 40 m en de bovenkoker slechts 4 m hoog zou worden. Ook hierbij was het mogelijk later een verruiming van het eindprofiel tot 20.000 m2 te bewerkstelligen.

Evenals bij de stormvloedkering met pijlers worden bij een derge-lijk alternatief de op de kering uitgeoefende belastingen door een puttenfundering afgeleid naar de draagkrachtiger lagen van het Pleistoceen. Het ontwerp zag er in grote lijnen als volgt uit: De caissons, met afmetingen van 40 x 40 m, worden op drie pun-ten opgelegd (zie figuur 3.3.).

- Aan de Oosterscheldezijde, nabij de hoekpunten op twee put-ten. De putten hebben afmetingen van 28 x 10 m

Aan de zeezijde centraal op één betonnen paal met een door-snede van 9 m.

Door de excentrische positie van de putten wordt bij extreme be-lasting van de kering een gunstige krachtsoverdracht in het funde-ringsvlak bevorderd.

In verband daarmee zouden de putten aanzienlijk kleiner van afme-tingen kunnen worden dan de putten van de stormvloedkering met pijlers. De putten konden samen met een bouwkuip door een hef-schip, de „Catamaran", geplaatst worden. In de bouwkuip konden de opleggingen voor de caissons gemaakt worden.

Volgens plan zouden de caissons in de bouwputten achter het damvak Geul gebouwd worden en door sleepboten naar de sluitga-ten worden gebracht. Het aantal benodigde putsluitga-ten bedroeg 84 en het aantal benodigde palen aan de Noordzeezijde 78.

4 0 m - 4 2 m HEFWERKTUIGEN BOVENBAK OOSTERSCHELDEZUDE VERTIKALE DOORSNEDE 32 m PUT \ l 7 -»— 2 8 m E

BOVENAANZICHT OPLEGELEMENTEN (CAISSONS WEGGELATEN ) Figuur 3.3

Doorsneden constructie caissons gefundeerd op putten.

4 0 m 4 6 m BETON DOORSNEDE A - A ( PUT EN PIJLER ) DOORSNEDE B - B ( DORPELBALKEN EN BOVENKOKERS ) 16 m

S"\

)

r. .i ( ,

1 1 ' /i

t

H-T

W

_

A

t

-I

i 16 r DOORSNEDE C - C ( PIJLER EN SCHUIF ) 4 6 m DOORSNEDE D-D (PUT) Figuur 3.4.

Deformaties:

De deformaties t.g.v. de statische en dynamische belastingen van de putten worden berekend op:

gemiddelde verticale zakking 25 mm horizontale verplaatsing op NAP - 2 1 , 5 m : 120 mm hoekverdraaiing 4,5 mm/m Ook hier mocht verwacht worden dat de verplaatsingen t.g.v. de dynamische belasting kleiner worden indien de steenasfaltlaag een steunende functie vervult.

Alternatieve funderingen:

Alvorens de keuze op een fundering op putten viel, werd ook de mogelijkheid van een fundering op palen onderzocht.

Eerst werd een onderzoek ingesteld naar de in aanmerking komen-de paaltypen. Men onkomen-derscheidt geprefabriceerkomen-de palen en ter plaatse gemaakte palen. In de eerste groep kunnen worden onder-gebracht voorgespannen massieve betonpalen en stalen buispa-len.

De tweede groep omvat boorpalen, diepwanden en palen, samen-gesteld uit damwandprofielen. Voorgespannen holle betonpalen en betonnen putten kunnen worden beschouwd als een tussenvorm. De toepasbaarheid van elk paaltype werd vervolgens getoetst aan een aantal kriteria. Om in aanmerking te komen voor de fundering onder de stormvloedkering moest een paaltype de op de caissons werkende belastingen kunnen overbrengen naar de draagkrach-tige ondergrond. In de tweede plaats moesten er tot op grote diep-te constructieve verbindingen mee kunnen worden gemaakt van hoge kwaliteit.

Voorts moest een paaltype geschikt zijn om door een drempel-constructie heen te worden aangebracht, dan wel, er moest nader-hand een drempel omheen kunnen worden gelegd. Tenslotte moest het paalsysteem kunnen worden aangebracht onder de aan-wezige omstandigheden, zoals stromingen, weersinvloeden of de aanwezigheid van een bodembescherming. Uit het onderzoek volgde dat met name de uitvoering veel onzekerheden zouden opleveren. Deze werden niet bij de fundering op putten gezien. Omdat verondersteld werd dat de caisson als bovenconstructie van de kering nadelen had, werd ook de alternatieve oplossing van een pijler onderzocht. Voor zowel de caisson-oplossing als de pijler-oplossing was de putten-fundering geschikt. De vorm van en de belasting op de putten-fundering van een caisson is evenwel duidelijk verschillend van die van een pijler.

3.4. Pijlers gefundeerd op putten

Elke pijler bestaat uit een pijlerwand die ingeklemd is in een put (zie figuur 3.4.). De constructie wordt gecompleteerd door een boven-bouw, bestaande uit twee kokers die dienst doen als verkeers- en werkweg. Constructief vervullen deze kokers uitsluitend een stempel-functie tussen de pijlers.

Loodrecht op de as van het tracé kunnen de pijlers onafhankelijk van elkaar vervormen. De verbinding tussen de pijlerwand en de put bestaat uit een gewapend-betonnen en gedeeltelijk voor-gespannen betonplaat, die in de drooggemalen stalen bouwkuip gemaakt wordt. Door deze werkwijze is het mogelijk plaatsafwijkin-gen van de put tot 1,5 m in horizontale en 0,5 m in verticale zin te compenseren.

De putten zowel als de pijlerwanden worden geprefabriceerd in één der bouwputten dan wel in een nader in te richten werkterrein aan de vaste wal. De putten worden getransporteerd, afgezonken en op diepte gebracht m.b.v. een Catamaranschip.

Boven de putten, die een dwarsdoorsnede hebben van 46 x 46 m, en een maximale hoogte van 26 m, wordt vooraf een stalen bouw-kuip gemonteerd, waarin de pijlerwand kan worden afgevierd na-dat de put op diepte is gebracht.

Ook het transport en het afvieren van de geprefabriceerde pijler-wand, die een afmeting heeft van 35 x 4,5 m, en een hoogte van maximaal 36 m, geschiedt m.b.v. het Catamaranschip.

Na het droogzetten van de put worden put en pijlerwand met constructiebeton aan elkaar verbonden. Tenslotte wordt de kuip - wederom m.b.v. het Catamaranschip - over de gereedgekomen pijler getild.

Stabiliteit:

De fundering wordt gevormd door putten. De putten worden op diepte gebracht door m.b.v. een cutterinstallatie de grond uit de putten te verwijderen. In verband met mogelijke verstoring van de grond rond de putten als gevolg van het cutteren, wordt over de volle hoogte een inwendige wrijvingshoek van 30° voor de grond aangehouden. Als de put op diepte is gebracht wordt h'ij ter verho-ging van de stabiliteit gevuld met beton en zand.

Uit stabiliteitsberekeningen bleek dat de onderkant van de putten over het algemeen over een diepte van 3 tot 5 m in de pleistocene laag moest komen. De juiste diepte moest nog aan de hand van een nauwgezet onderzoek ter plaatse van alle pijlers worden vast-gesteld. Zonodig zou de grondslag onder de put worden verdicht. Bij de stabiliteitsberekeningen werd uitgegaan van het on-gunstigste geval van een put in het diepe gedeelte van de sluitga-ten, waar de bodem zich op NAP - 35 m bevindt (Roompot). De on-derkant van de put zou in dat geval op ca. NAP - 45 m moeten worden geplaatst.

In de Schaar waar de draagkrachtige lagen relatief hooggelegen zijn, werd in verband met het krachtenevenwicht bij het droogzet-ten van de kuip - dat nodig is voor het plaatsen en bevestigen van de pijlerwanden - op enkele plaatsen een dieper funderingsniveau gekozen dan uit het oogpunt van de stabiliteit in de eindfase nood-zakelijk zou zijn.

Deformatie:

De zettingen en de deformaties van de putten bij golfbelasting wer-den berekend m.b.v. beddingsconstanten voor de grondslag onder de put en de grondsteun terzijde. De waarden voor deze bed-dingsconstanten werden gebaseerd op proeven in de Oosterschel-de en op Oosterschel-de sonOosterschel-deerresultaten; daarbij werd gerekend met een eventuele verdichting onder de put. Voorts werd de blijvende ver-vorming t.g.v. de cyclische golfbelastingen bepaald. De berekenin-gen leverden de volberekenin-gende resultaten:

Ten gevolge van eigen gewicht + verval:

gemiddelde verticale zakking : 0,04 m - horizontale verplaatsing op NAP - 1 9 m : 0,10 m

- hoekverdraaiing 1,75mm/m Elastische deformatie t.g.v. de maximale golfbelasting bij de

maat-gevende storm:

gemiddelde verticale beweging : 0,04 m - horizontale beweging op NAP - 19 m 0,08 m hoekverdraaiingsamplitude 2 mm/m De gevonden zijdelingse verplaatsing bleef binnen de gewenste maximum waarde van 0.10 m. Deze waarde werd vereist om een afdichting te kunnen realiseren tussen put en drempel/grond, waardoor uitspoeling van zand voorkomen wordt. De in het ont-werp van de drempel voorziene steenasfaltlagen konden mogelijk een zodanig aandeel in de krachtenoverdracht overnemen, dat de hierboven vermelde deformaties bij golfbelasting niet onaanzienlijk worden gereduceerd.

De berekeningen dienaangaande droegen echter nog een voorlo-pig karakter.

Blijvende vervormingen t.g.v. de cyclische belastingen:

gemiddelde verticale zakking blijvende horizontale verplaatsing op NAP - 1 9 m hoekverdraaiing 0,015 m : 1,5 m 0,05 m 1,5 mm/m Ook de waterspanningsontwikkeling werd berekend, die in het pleistocene zand onder de put optreedt bij cyclische belasting t.g.v. een 10 uur aanhoudende significante golfbelasting behorend bij de maatgevende storm. Daarbij werd rekening gehouden met de mobilisatie van de passieve grondweerstand aan de Ooster-scheldezijde van de put. Als resultaat werd een wateroverspanning van 0,2 N/mm2 gevonden, hetgeen t.o.v. de heersende gemiddelde

korrelspanning onder de belaste put verwaarloosbaar klein is.

3.5. Hoge putten versus lage putten

Gedurende het onderzoek van de putten-fundering werd inzicht verworven over het gedrag van de put in de Oosterschelde grond en het effect van de verdichting van de (zand) grond. In de gegeven situatie van vrij losgepakte bovenlagen van zand werd het defor-matie gedrag van een pijler op een diepe put vergeleken met dat van een pijler op een ondiepe put. Hieruit volgde de belangrijke conclusie dat de puthoogte gereduceerd kon worden. De verkla-ring luidt als volgt:

Indien het kantelmoment op de put groter wordt wordt het grond-vlak steeds zwaarder belast. De put moet dan in toenemende mate een beroep gaan doen op zijdelingse steun van de relatief slappere lagen, (zie figuur 3.5.).

Nu blijkt, in tegenstelling tot wat men zou verwachten, dat de de-formaties niet steeds verder afnemen naarmate de put dieper in de

grond wordt gezet. Beneden een inbeddingsdiepte van 10 a 12 m blijven de deformaties ongeveer even groot.

Het positieve effect van de grotere zijdelingse steun wordt dan dus tenietgedaan door het negatieve effect van het grotere kantelmo-ment.

N.B. Deze conclusies zijn gebaseerd op de getalwaarden die aan de grond zijn toegekend voor wat betreft de deformatie (elasticiteit) voor en na verdichting zowel naast de put als on-der de put. De in de berekeningen aangehouden waarden zijn aan de conservatieve (ongunstige) kant. Dit geldt ook t.a.v. de stabiliteit (Q-waarde).

Bij een inbeddingsdiepte van minder dan 10 a 12 m heeft de put in toenemende mate de neiging meer te verschuiven dan te kantelen. Op grond van deze gegevens is de oorspronkelijke puthoogte te-ruggebracht van maximaal 26 m tot 16 m. Deze hoogte wordt me-de bepaald door me-de situatie in me-de bouwfase. Als me-de kuip wordt drooggezet, mag de put, om voldoende gewicht te behouden, niet lager zijn dan 16 m. Behalve de inbeddingsdiepte heeft ook de grootte van het putoppervlak sterke invloed op de vervormingen en de stabiliteit. Naarmate het putoppervlak toeneemt nemen de de-formaties af. Ook kunnen de eisen waaraan de grondslag moet vol-doen bij een groter putoppervlak wat geringer zijn. Dit is vooral voor de hoger gefundeerde putten van belang, aangezien die voor-namelijk in de losser gepakte bovenste zandlagen zijn gesitueerd. De putdiameter is op grond van deze overwegingen vergroot van 16 m tot 18 m. Overigens is het vooral in verband met water-overspanningen toch nodig gebleken de losser gepakte bovenste lagen te verdichten, of waar de grondslag niet verdichtbaar is, lo-kaal te verwijderen en te vervangen door verdichtbaar zand.

ZEEZIJDE OOSTERSCHELDE ZIJDE ZEEZIJDE OOSTERSCHELDE ZIJDE KANTELMOMENT/ STEUNDRUK WRIJVING VERVAL • G O L F B E L A S T I N G

"•:

:

-.--:

_

'KA / ' W / / /

sst

- * * • ^ N T E L M O M E N T ' '

////{?%///<

*^>.,. /

:_X STEUNDRUK WRIJVING:-: Figuur 3.5

4 De rand van de bodembescherming

4.1. Stabiliteit van de rand

Aan weerszijden van de kering zullen aan de rand van de bodem-bescherming ontgrondingskuilen ontstaan mede als gevolg van de vertraging van de stroom (zie figuur 4.1.).

^

ZETTINGS KERING

_L

DREMPEL AFSCHUIVING VLOEIING ONTGRONOINGSKU1L V

*^

V

\ V _~^-^~"~~"

Figuur 4.1

Verdichting van de rand van de bodembescherming.

Wanneer deze kuilen te steile hellingen krijgen, kan afschuiving van het talud optreden. Hierdoor zou een z.g. zettingsvloeiïng in de holocene afzettingen ingeleid kunnen worden. Dit verschijnsel hangt samen met de neiging van de losgepakte zandkorels om als gevolg van plotselinge spanningswijzigingen in de bodem een dich-tere stapeling te zoeken. Deze neiging wordt tegengewerkt door het poriënwater, waardoor het contact tussen de korrels onderling verloren gaat. Het zand verweekt dan en gaat zich gedragen als een dikke vloeistof. Hierdoor kan een grote hoeveelheid zand van onder de bodembescherming wegvloeien met als gevolg dat de stabiliteit van de kering in gevaar kan komen. Ook wanneer een zettingsvloeiing niet geheel doorloopt tot de kering of wanneer een afschuiving niet tot een vloeiing leidt, ontstaat een potentieel ge-vaarlijke situatie, doordat de bodembescherming beschadigd wordt. Een dergelijke beschadiging kan een terugschrijdend effect hebben, zodat de kering op den duur toch in gevaar komt. Aange-zien het niet goed mogelijk is de omvang van een eventuele zet-tingsvloeiing te voorspellen, evenmin als de gevolgen van terug-schrijdende erosie, is het uitgangspunt geweest dat er geen af-schuivingen en zettingsvloeiingen aan de rand van de bodembe-scherming mogen optreden.

Aan het einde van de bodembescherming zullen dus maatregelen getroffen moeten worden om de omvang van eventuele afschuivin-gen te beperken en daarmede zettingsvloeiinafschuivin-gen te voorkomen. De maatregelen kunnen zijn:

- verdichten van het losgepakte zand van de holocene afzettin-gen ter voorkoming van zettingsvloeiinafzettin-gen;

- bestorting van de ontgrondingskuilen ter voorkoming van af-schuivingen;

- een speciale randconstructie aan de bodembescherming, om de hellingen van de kuil zo flauw te maken dat er geen gevaar voor afchuiving meer bestaat. Zo'n randconstructie was nog onvoldoende bestudeerd, zodat men bij het ontwerp is uitge-gaan van een combinatie van bestorten en verdichten. Van be-lang was te weten de omvang der maatregelen. Hiertoe is het noodzakelijk een voorspelling te doen van de ontgrondingen. Op basis van een analyse van alle tot dusver geregistreerde oe-vervallen werd het z.g. 1:15 criterium gehanteerd. Men gaat er daarbij vanuit dat elke vloeiing een eindhelling van 1:15 zal be-reiken. Uitgaande van een bepaalde ontgrondingsdiepte kon de lengte van de bodembescherming dan worden vastgesteld. Het omgekeerde kan natuurlijk ook. Hoe langer de bodembescher-ming is, hoe kleiner de ontgrondingen zijn; en hoe kleiner de ontgrondingskuil is, hoe geringer het gevaar van afschuiving en zettingsvloeiing. Een mogelijke oplossing van het probleem is dus een zo lange bescherming, dat de ontgrondingen beperkt blijven tot b.v. 5 a 10 m.

Hiermee zou bij het „brievenbus,,-profiel een bodembescher-ming van één tot enkele km's gemoeid zijn, hetgeen een zeer dure oplossing is.

Derhalve werd een ontgrondingsdiepte van maximaal 25 m aangehouden ter bepaling van de lengte der bodembescher-ming.

4.2. Maatregelen ter voorkoming van stabiliteitsverlies

Een zettingsvloeiing wordt ingeleid door een afschuiving. Wanneer afschuivingen voorkomen kunnen worden, is ook het gevaar voor vloeiingen geweken.

Bestorten:

Men tracht afschuivingen te voorkomen door de helling van de ont-grondingskuilen met grind te bestorten. Dit kan alleen terwijl het ontgrondingsproces aan de gang is. Een moeilijkheid daarbij is dat ontgrondingen vrij onregelmatig kunnen verlopen, en dat de steil-heid van de hellingen ook nog slecht voorspelbaar is.

Het tijdstip van bestorting moet steeds blijken uit lodingen. Het ge-vaar dat een ontgrondingskuil te diep en te steil wordt tussen twee lodingen in, is zeker niet denkbeeldig. Er kan dan alsnog een vloei-ing optreden; bestortvloei-ingen alleen zijn daarom niet voldoende. Verdichten:

Door het zand in de omgeving van de rand van de bodembescher-ming te verdichten wordt de kans op een vloeiing minimaal. Vóór het aanbrengen van de laatste mat van de bodembescherming wordt daarom een strook grond tot een diepte van 15 m verdicht. Zodra bij een ontgrondingskuil een onbeschermd stuk steile helling wordt geconstateerd met b.v. een helling 1 : 3 en een diepte van 5 m, wordt die helling afgestort met b.v. fosforslakken. Wanneer de kuil een diepte heeft bereikt van 10a 15 m wordt deze opnieuw ver-dicht tot op 25 m diepte (figuur 4.2.).

BODEMBESCHERMING ONTGRONDINGSVERLOOP

-le FASE VERDICHTING

ha — 4 0 o 5 0 m 4 2 ° FASE VERDICHTING

-Figuur 4.2

Op deze wijze wordt de kans op een afschuiving gevolgd door een zettingsvloeiing aanvaardbaar klein gehouden. Verwacht wordt dat het tijdsbestek waarin ontgrondingen van 10 tot 15 m ontstaan wel zo groot is, dat de tweede fase van het verdichten tijdig uitgevoerd kan worden. Bij caissons op pijlers vinden de ontgrondingen in een later stadium plaats, wat in dit verband gunstiger is.

Alleen bestorten:

Ter voorkoming van afschuivingen worden, zoals gesteld, bestor-tingen uitgevoerd. Nagegaan wordt of deze bestorting ook vooraf aangebracht kan worden en daarbij een zodanige dosering toe te passen dat de overgang van de bodembescherming naar onbe-schermde bodem heel geleidelijk verloopt. Daarmee is het in prin-cipe mogelijk de helling zo te verflauwen dat het gevaar voor af-schuiven verdwijnt. De praktische uitvoerbaarheid van dit soort bestorting was echter nog in onvoldoende mate uitgewerkt. Zowel bestortingen tijdens het ontgronden, als verdichtingsmaatregelen - althans de tweede fase ervan - zouden daardoor achterwege ku-nen blijven.

5 Studies en onderzoeken

Er zijn vele studies uitgevoerd, welke in de vorm van verslagen en notities werden vastgelegd en door de betreffende werkgroepen in nota's en rapporten werden verwerkt. De meeste van deze notities en rapporten zijn door of via het L.G.M, uitgebracht. Ze zijn veelal terug te vinden in de documentatie van het archief van de afdeling Grondmechanica van de D.E.D. of in de documentatie van het Deltawerken-archief van L.G.M. De meest belangrijke nota's, rap-porten en notities zullen worden vermeld. In het navolgende wordt een toelichting gegeven.

5.1. De fundering 5.1.1. Rekenmodellen

Voor de analyse van de stabiliteit en het deformatiegedrag is in eerste instantie gebruik gemaakt van algemeen gebruikte bereke-ningsmethoden.

Voor de stabiliteit is de berekeningsmethode van Brinch Hansen toegepast. Het deformatiegedrag werd geanalyseerd d.m.v. de in-voering van beddingsconstanten van de grond onder en terzijde van de caissons en de putten. Het effect van cyclische belastingen op de deformaties werd onderzocht m.b.v. de resultaten van cycli-sche belastingsproeven op monsters. Ook werd via berekeningen nagegaan onder welke omstandigheden - aantal cycli, drempeldik-te en poriëngehaldrempeldik-te van het zand - wadrempeldik-terspanningsgeneratie kan ontstaan. Van de caissons en de putten is in de berekeningen aan-genomen dat het stijve elementen zijn. Tevens werden berekenin-gen uitgevoerd met de methode van eindige elementen ter beant-woording van vragen waarbij stijfheidsverhoudingen tussen beton-constructie, drempel en ondergrond een rol spelen. Ai deze bere-keningen gaven resultaten, die afhankelijk waren van de randvoor-waarden geometrie, belastingen en grondparameters. Vooral de grondparameters vormden een factor van onzekerheid.

Immers zij worden veelal bepaald m.b.v. laboratoriumproeven, waarbij de conditie niet overeenkomt met die in-situ.

5.1.2. Koppeling rekenmodel en grootschalige proeven

Door het rekenmodel te toetsen aan de metingen van een groot-schalige proef kunnen de grondparameters met grotere betrouw-baarheid vastgesteld worden, aannemende dat het rekenmodel zelf het gedrag van grond en constructie goed simuleert. Deze koppeling is gedaan bij de proef op een klein caisson in de werkha-ven Neeltje Jans. Bij deze proewerkha-ven werd de werkelijke be-lastingstoestand van de prototype caisson geschematiseerd. Er zijn twee proeven uitgevoerd. Bij de eerste proef was de onder-grond niet verdicht en was er geen drempel aanwezig tussen cais-son en grondslag. Bij de tweede proef werd een drempel aange-bracht op een kunstmatig verdichte ondergrond.

5.1.3. Modelproeven

Naast de hierboven genoemde grootschalige proeven op een cais-son in Neeltje Jans werden ook proeven op kleinere modellen uit-gevoerd. Deze proeven werden gedaan enerzijds onder normale zwaartekracht omstandigheden 1g., anderzijds onder vergrote zwaartekracht 33g en 110g.

De 1.g proeven (schaal 1:30 en 1:100) waren eenvoudig, snel en goedkoop maar hadden het grote nadeel dat de spanning in de on-dergrond niet op schaal gebracht kon worden, waardoor alleen een kwalitatieve waarde aan de proeven gegeven kon worden. In de centrifuge van de Universiteit van Manchester (onder leiding van prof. Rowe) kon de spanning wel op de juiste schaal in het

mo-del gebracht worden. Alhoewel bij deze proeven het momo-del erg klein moest blijven, kon wel een zekere kwantitatieve waarde ge-hecht worden aan de uitkomsten, zij het met de nodige restricties.

5.1.4. Elementproeven

Als bijzondere modelproeven zouden de elementproeven genoemd kunnen worden. Dit zijn proeven, waarbij het gedrag van een on-derdeel of element van de constructie wordt beproefd. Op kleine schaal zijn dat b.v. de triaxiaal proeven. In de studieperiode is een bijzonder soort triaxiaal proef toegepast n.l. de „cyclische triaxfaal proef".

Hiermee werd het verwekingsgedrag van zand onder dynamische belasting-situaties onderzocht. Een ander minder algemeen toege-paste triaxiaal proef werd uitgevoerd op „grofkorrelig materiaal" in het grote triaxiaal apparaat van de Universiteit van Karlsruhe. De echt grote elementproeven waren evenwel de wrijvingsproeven en penetratieproeven te Kats. Daarbij werd een element van de over-gang van de caisson-drempel-bodem constructie nagemaakt. M.b.v. deze schuifproeven kon inzicht worden verkregen in de sta-tische en cyclische stabiliteit- en deformatie-eigenschappen van de fundering.

Aangenomen werd dat het effect van wateroverspanningen-zowel waterspanningsgeneratie als waterspanningswisselingen - in het gedrag van de elementproeven tot uiting kwam.

5.1.5. Voorspellingswaarde der methodieken

Zowel het rekenmodel als het fysisch model hebben ten doel een voorspelling te doen van het gedrag van het prototype. In zijn alge-meenheid kan gesteld worden dat een fysische proef op zeer grote schaal de beste voorspelling geeft. In vele gevallen echter is een grootschalige, en dus dure, proef niet nodig. Dan kan een meer theoretische benadering met het rekenmodel, aangevuld met ele-mentproeven, voldoende zijn.

Naarmate het theoretisch model eenvoudiger is, zullen de ele-mentproeven die bij de methode worden gebruikt beter en meer re-presentatief voor de werkelijkheid moeten zijn, om tot een resul-taat van dezelfde kwaliteit te komen.

Zo zal enerzijds een ideaal theoretisch model, dat het grondgedrag voor een groot scala van problemen, inclusief randvoorwaarden, volkomen kan beschrijven, slechts een serie standaard laboratori-umproeven zonder verwantschap met het te behandelen probleem behoeven.

Anderzijds zal voor de meest volkomen proef, een 1 : 1 proef, een theoretische beschouwing onbelangrijk zijn. De resultaten zijn di-rect overdraagbaar. De rekenmethodieken, die gebruikt zijn in de studieperiode, liggen tussen deze twee uitersten in. Een aantal me-thoden zijn zodanig beperkt dat ze slechts een deel van het pro-bleem kunnen oplossen. Zo zullen b.v. de waterspanningen slechts met een gering aantal methodieken kunnen worden berekend. De op de plasticiteitsleer gebaseerde methoden beschrijven i.h.a. be-ter het bezwijkgedrag dan het elastische gedrag van de grond. Bij de eindige elementenmethode geldt het omgekeerde.

In volgorde van theorie naar empirie vinden we:

- EPLAST, een hoog ontwikkeld eindig elementen programma, dat het grondgedrag vrij gedetailleerd beschrijft en vele rand-voorwaarden kan verwerken. Het behoeft ter bepaling van de karakteristieke grondconstanten slechts laboratoriumproeven met geringe verwantschap met het te berekenen probleem. Het bezwijkgedrag is met deze methode redelijk te bepalen. - CASCO en CONSOL, eindige elementen programma's die het

gedrag iets minder goed beschrijven. Men kan trachten dit te