Onderzoek naar de mogelijkheid van afsluiting van de Oosterschelde met een gedeeltelijk geprefabriceerde stormvloedkering. Deelrapport 4: Caissons gefundeerd op staal

rijkswaterstaat

stormvloedkering oosterschelde l

deelrapport 4

Onderzoek

naar de mogelijkheid

van afsluiting

van de Oosterschelde

met een gedeeltelijk

geprefabriceerde stormvloedkering

Inleiding

Doel van het onderzoek

Het onderzoek, dat in deze nota behandeld wordt, is verricht in de periode tussen november 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 asipekt van het onderzoek behandelen.

Deze deelnota's zijn:

1 Milieu aspekten en morfologische ontwikkeling; 2 Hydraulische aspekten; 3 Grondmechanische aspekten; 4 Caissons op staal; 5 Pijlers op putten; 6 Caissons op putten; 7 Afsluitmiddelen; 8 Kostenschattingen en werkschema's

Deelnota 4 geeft een verslag naar de uitvoerbaarheid, van een stormvloedkering gebaseerd op een hoofdconstructie van caissons gefundeerd op staal.

deelrapport 4

caissons gefundeerd op staal

Inhoud

1.

Inleiding

1.1. Samenvatting en konklusies van het

eindrapport stormvloedkering Oosterschelde 5

1.2. Overzicht deeinota's 6 1.3. Caissons op staal 6

2. Ontwerpkriteria en randvoorwaarden 9

2.1. Uitgangspunten voor het ontwerp 9 2.2. Belastingen pp een caisson 9 2.2.1. Belastingen in definitieve toestand 9 2.2.2. Belastingen in de bouwfase , 27 2.3. •2.3.1. 2.3.2. • 2.3.3. 2.3.4. •2.3.5. 2.4. 2.4.1., 2.4.2. 2.4.3. Grondmechanische aspekten 35 Algemeen 35 Draagvermogen onder fiorizontale en vertikale belasting 35

Zettingen ' 3 7 Variaties in de zettingen 42 Horizontale verplaatsingen 44 Betontechnische aspekten Betonkwaliteit Motivatie voorspannen . Ontw^erpkriteria betonkonstrukties

Ontwerpstudie

3.5.4. De verdeling van de caissons over de sluitgaten 72

3.5.5. Fundering 75 3.5.6. Definitieve selektie 75

4. Berekeningsresultaten 79

4.1.3. Verwerken van de uitvoergegevens 80 4.2. Overzicht berekeningsresuitaten 81

4.2.1. Algemeen 81 4.2.2. Stabiliteit 81 4.2.3. Massatraagheidsmomenten van brievenbuscaissons 92

4.2.4. Overzicht COLOS/DOVO-berekeningen 92 4.2.5. Beschrijving ICES/STRUDL-berekening 93 4.2.6. Handberekening bovenkoker (drievlaksoplegging) 106

4.2.7. Handberekening van de onderkoker (volledig

ondersteund caisson) , , 106 4.2.8. Handberekening plaatvloer (caissons op definitieve

drievlaksoplegging) 113 4.2.9. Elementenkeuze in COLOS-berekeningen 117

4.2.10. Iteratieve berekening caisson-fundering 118 4.2.11. Detailberekening bovenkonstruktie 120 4.2.12. Detailberekening van de plaatvloer-caisson 123

4.3. Optimalisering 123

5. Transport en plaatsen 133

3.1. Algemeen

3.1.1. De funkties van een caisson 3.1.2. De belangrijkste ontwerpfaktoren 3.2. Gevoeligheidsonderzoek 3.2.1. Algemeen

3.2.2. Resultaten van de berekening •3.2,3. Opmerkingen en konklusies

3.3. Het bedrag van volledige ondersteunde caissons op ongelijkmatige bedding

3.3.1. Inleiding

3.3.2. Een verkennend onderzoek voor een ligger 3.3.3. Een kwalitatief onderzoek van het caissongedrag 3.3.4. Een kwantitatief onderzoek van het caissonsgedrag 3.3.5. Berekeningsmethode voor een caisson op

ongelijkmatige bedding

3.4. Het gedrag van caissons op drievlaksoplegging 3.4.1. Inleiding

3.4.2. Tijdelijke,drievlaksoplegging ' 3.4.3. Definitieve drievlaksoplegging

3.4.4. Inleiding van de krachten in de konsfruktie 3.4.5. Relatie drievlaksoplegging en hoofdsystemen

van de caissons

3.5. Chronologische beschouwing caissonsvorm 3.5.1. Algemeen

•3.5.2. De verschillende caissons-ontwerpen 3.5.3. Voorlopige selektie, drie typen

51 51 51 51 51 51 53 53 5.1. 5.2. 5.2.1 5.2^2 5.2.3 5.2.4 5.2.5 5.2.6 133 Drijfmiddelen 133 Toegepaste methoden bij reeds eerder

uitgevoerde caissons 133 Redenen voor onderzoek naar andere mogelijkheden

voor het drijven en het plaatsen van caissons 133

Overzicht drijfsystemen 133 Analyse drijfsystemen 133 Keuze drijfsystemen 143 Technische mogelijkheden van drijvers met betrekking

tol extra drijfkracht en de diepgang , 143 54 56 65 67 67 67 67 67 67 69 69 69 70 5.3. 5.3.1. 5.3.2. 5.3.3. 5.3.4. 5.3.5. 5.4. 5.4.1. 5.4.2. 5.4.3. 5.4.4. 5.5. 5.5.1. 5.5.2. 5.5.3: Transport

Situering caissons in bouwdok Sleepweerstand Sleepkapaciteiten en manoeuvreerbaarheid Transportroutes Naderingsprocedure Afzinken Fixeersystemen en plaatsingstoleranties Afzinkuitrusting Werkomstandigheden Modelonderzoek Reserve caissons Algerheen

Maatregelen voor een tijdens plaatsing Konklusies 147 147 147 156 156 159 159 159 160 160 169 169 169 169 170

6. Ondersteuning 6.1. Inleiding 6.2. 6.2.1. 6.2.2. 6.2.3. 6.2.4. 6.2.5. 6.3. 6.3.1. 6.3.2. 6.3.3. 6.3.4. 6.3.5. 6.3.6. 6.3.7. 6.3.8. 6.4. 6.4.1. 6.4.2. 6.4.3. 6.4.4. 6.4.5. 6.4.6. 6.4.7. 6.5. 6.5.1. 6.5.2. 6.5.3. 6.5.4. 6.5.5. Verkenning ondersteuningsmogelijkheden Tweevlaksoplegging Drievlaksoplegging

Oplegging op messen en ribben Volledige ondersteuning door ondervullen Drievlaksoplegging op losse platen

Modelonderzoek

Inleiding

Ondervulproeven in Lith

De ondervul- en schuifpröeven te Kats De penetratieproeven op messen en ribben Schuifpröeven met een vlakke en een gekartelde

plaat en platen met pennen 197 De vlakdrukproef op een verdictite stortstenen drempel 205

Niet uitgevoerde modelonderzoek 209 Nadere gegevens materiaal 209 Beoordeling ontwerp overgangskonstruktie

met volledige ondersteuning 211

Ontwerpkriteria 211 De caissonoplegging bij verschillende systemen

van volledige ondersteuning 211 Het ondervullen' , , 2 1 2 De vlakheid van de drempel 214 Het stellen ' 215 Onderloopsheid 215 De resulterende overgangskonstruktie met volledige

ondersteuning 216 Beoordeling ontwerp overgangskonstruktie

met drievlaksoplegging 218

Ontwerpkriteria 218 De relatie oplegging-caissonkonstruktie 218

De vlakheid van de drempel 218

Onderloopsheid 218 De resulterende overgarigskonstruktie met drievlaksoplegging 220 171 171 171 171 172 172 172 172 172 172 175 175 191 8.3. 8.4. 8.5. 8.5.1 8.5.2 8.5.3 8.6. 8.6.1 8.6.2 8.6.3 8.6.4 7. Ballasten 223 7.1. Inleiding 223 7.2. Het vullen van de kokers met zand 223

7.3. Extra ballast voor roompot-caissons 223

7.3.1. Hoeveelheden 223 7.3.2. Voorstel 223 8. Voegkonstruktie tussen de caissons 229

8.1. inleiding 229 8.2. Voegkonstrukties in de vertikale naden

tussen de caissons 229 8.2.1. Vorm. en afmetingen van de voegen 229

8.2.2. De kriteria .van de voegkonstruktie 229

8.2.3. De randvoorwaarden 229

8.3. De toleranties in de voegmetingen

direkt na plaatsing 229 De vormverandering van de voeg

in definitieve toestand 232 Voorsteilen van voegkonstrukties 232.

Inleiding 232 Beschrijving voegen 232

Konklusies 243 De overgangskonstruktie in de

sluitvoegen van de afzonderlijke dammen 243

De sluitvoeg 243 De kriteria voor de overgangskonstruktie 243,.

De randvoorwaarden van de overgangskonstruktie 243 Maattoleranties en vormveranderingen

van de sluitvoeg 243 8.7. Voorstellen voor de vormgeving 244

8.7.1. Geprefabriceerde grote elementen 244

8.7.2. In-situ oplossing 244 8.7.3. Konklusies 244

1. INLEIDING

1.1 SAMENVATTING EN KONKLUSIES VAN HET

EINDRAPPORT STORMVLOEDKERING

OOSTERSCHELDE

. In het eindrapport stormvloedkering Oosterschelde wordt verslag uitgebracht van de onderzoekingen die tussen novennber 1974 en mei 1976 zijn ingesteld naar de uitvoerbaarheid, de kosten en de bouvrtijd van een stormvloedkering in de mond van de Ooster-. scheldeOoster-.

In hoofdstuk 1 van het eindrapport worden de onderzoekingen sa-mengevat en worden enkele konklusies gegeven.

Deze samenvatting en konklusies luiden als volgt:

In dit rapport wordt verslag uitgebracht van de onderzoekingen die tussen november 1974 en mei 1976 zijn ingesteld naar de uitvoer-baarheid, de kosten en de bouwtijd van een stormvloedkering in de mond van de Oosterschelde. Behalve personeel van de Rijkswa-' terstaat zijn bij dit onderzoek technici betrokken geweest uit het • bedrijfsleven en van gespecialiseerde laboratoria, alsmede

des-kundigen uit het buitenland.

De kering, die bestand moet zijn tegen een hoogwaterstand met een gemiddelde overschrijdingsfrekwentie van eens per 4000 jaar, dient bij Yerseke een gemiddeld vertikaal getijverschil van ten-minste 2,3 m te kunnen leveren.

De kering wordt gesloten als de verwachting bestaat dat hoge wa-terstanden zullen worden bereikt. De bewegingswerken van de schuiven zijn zo ontworpen dat het sluiten kan geschieden zowel bij kentering als op stroom. Dit biedt een zekere vrijheid ten aan-zien van het beheer van het systeem.

Het doorstroomprofiel van de kering is afgestemd op de bij besluit van de regering vastgestelde compartimentering volgens model C3 met Oesterdam en Philipsdam.

Niettemin is daarnaast nagegaan in hoeverre compartimentering volgens model C4 met Wemeldingedam en Philipsdam - waarbij een kleiner en minder aantrekkelijk getijbekken ontstaat - financië-le voordefinancië-len zou bieden. Uit het onderzoek bfinancië-leek dat de financiëfinancië-le voordelen slechts gering zullen zijn.

De stand van het milieu-onderzoek biedt nog geen mogelijkheid tot exacte kwantificering van de ecologische konsekwenties verbon-den aan een wijziging van het huidige stroom- en getijregiem. Daarom is niet alleen een stormvloedkering met een doorstroomo-pening van 11.500 m^ onderzocht, maar ook een ontwerp op basis van 20.000 m'doorstroomprofiel.

Het gemiddelde getijverschil bij Yerseke bedraagt bij deze varian-ten respektievelijk 2,3 m en 3,1 m, ofwel ca. 65% en ca. 90% van het tegenwoordige getijverschil van 3,5 m.

Ook een doorstroomprofiel van 30.000 m^ hetgeen een volledige instandhouding van het huidige getijverschil betekent, moet tech-nisch realiseerbaar geacht worden. De daaraan verbonden kosten zullen echter aanzienlijk hoger zijn dan die van de stormvloedke-ring met 20.000 m^ doorstroomprofiel, terwijl de toeneming van de getijamplitude die men ermee bereikt ten opzichte van een doorstroomprofiel van 20.000 m^ relatief gering is.

Niet alleen is nagegaan welke gevolgen de geopende kering zal hebben voor het milieu, maar ook welke gevolgen het heeft voor het milieu wanneer de kering tijdens storm gesloten is.

In het bijzónder bij een duur van de stagnantie van meerdere getij-den blijkt het gewenst dat op het bekken een niveau wordt onder-houden gelegen tussen NAP en NAP + 0,4 m.

Ook zijn de gevolgen bestudeerd die getij-reduktie op het bekken

heeft voor de morfologie van de buitendelta en van het bekken zelf. Indien een deel van het getijvolume wegvalt is het geulenstelsel in het bekken relatief te ruim. Verwacht wordt dat het zal gaan veron-diepen. De verondieping zal voornamelijk optreden in de vorm van slibsedimentatie in het oostelijk deel van het bekken en zandsedi-menlatie in het westelijk deel. Voorts wordt enige nivellering ver-wacht van de geulen en banken in het bekken. De voordelta zal vermoedelijk in grootte afnemen door erosie aan de buitenrand. Daarentegen zal sedimentatie gaan optreden in de geulen in de kustzone. Ondanks de vermindering van de getijstromen zullen geulverleggingen en het feit dat de golfaanval zich in een kleinere oeverzone koncentreert noodzaken tot aanvullende voorzieningen aan de oeverbescherming.

In de beginfase van de studie zijn enkele tientallen schetsontwer-pen van zeer uiteenloschetsontwer-pende aard op hun merites beoordeeld. Na selektie in een vroeg stadium evolueerden de resterende ontwer-pen tot drie alternatieven. Deze ontwerontwer-pen onderscheiden zich van elkaar zowel in de wijze van funderen als in keuze van de hoofdkonstruktie.

De drie alternatieven zijn: 1. caissons gefundeerd op staal 2. pijlers gefundeerd op putten 3. caissons gefundeerd op putten.

De caissons, die het betonnen raamwerk vormen waarbinnen de stalen schuiven kunnen worden bewogen, worden gebouwd in bouwdokken. Vanuit de bouwdokken worden ze in één seizoen naar de sluitgaten getransporteerd en daar afgezonken op een te-voren gemaakte drempel.

Deze drempel, die op de bestaande grondslag wordt opgestort, vormt met de ondergrond de fundering van de caissons. Dit wordt een fundering op staal genoemd.

De beide andere konstrukties zijn gefundeerd op putten die in de bodem worden ingegraven.

De putten worden met een hefschip aangevoerd en geplaatst. Op de putten kunnen caissons worden afgezonken, maar het is ook mogelijk met eenzelfde soort schip pijlers op de putten te plaatsen. Tussen die pijlers worden daarna de schuiven ingehangen die de eigenlijke kering vormen. Over de pijlers wordt een wegverbinding aangelegd. De belangrijkste ontwerp- en uitvoeringsproblemen hebben te maken met de aktiviteiten in de geulen zelf. Aan de bouw van de caissons in de bouwdokken zijn bijvoorbeeld aanzienlijk minder problemen verbonden dan aan het laagsgewijs opstorten van' de drempel. Me{ name de natuurlijke zandbeweging in de geu-len kan de drempelopbouw verstoren, waardoor onzekerheid ont-staat omtrent de gewenste kwaliteit van de fundering.

Bij het plaatsen van putten speelt de zandbeweging in veel minde-re mate een rol. Wel moeten voor een puttenfundering werkmetho-den worwerkmetho-den toegepast die men onder zulke omstandighewerkmetho-den van golf en stroom nog nooit heeft gebruikt. Ook het materieel dat men hierbij nodig heeft is nieuw en er bestaat nog geen ervaring mee. Onderzocht is, welke invloed het heeft op het ontwerp, de veilig-heidsaspekten en de kosten, wanneer men de stormvloedkering uitrust met een enkel dan wel een dubbel stel afsluitmiddelen.

De onderzoekingen hebben geleid tot de volgende konklusies: a. Dé in het rapport gepresenteerde oplossingen, te weten:

caissons gefundeerd op staal - pijlers gefundeerd op putten - caissons gefundeerd op putten,

hebben vanwege de krap toegemeten studietijd het karakter van voorontwerpen, waarvan de belangrijkste aspekten zijn verkend, maar waarvan niet alle facetten tot in detail zijn on-derzocht.

Bovendien is er geen gelegenheid geweest om de ontwerpen te optimaliseren.

b. De voorkeur gaat uit naar het ontwerp met pijlers op putten om-dat

de aan deze oplossing verbonden ontwerp- en uitvoe-ringsproblemen oplosbaar worden geacht ondanks het feit dat met de uitvoering van een dergelijke konstruktie weinig ervaring bestaat;

- de kering in 1985 bedrijfsgereed kan zijn;

de kosten ervan van dezelfde orde van grootte of lager zijn dan die van de beide andere varianten. De kosten van een stormvloedkering met een enkel stel afsluitmiddelen, waar-mede een gemiddeld getij van 2,3 m bij Yerseke gereali-seerd kan worden, bedragen ca. f. 2,9 miljard; hierin is op-genomen een post onvoorzien van f. 0,25 miljard alsmede B.T.W. Een kering met een dubbel stel schuiven is ca. f. 0,5 miljard duurder.

c. Alhoewel de belangrijkste aan de pijleroplossing verbonden technische problemen in het voorontwerp zijn onderkend, zal, voor men met de uitvoering kan beginnen, nog nader onder-zoek nodig zijn. In de planning zijn zes tot negen maanden be-schikbaar voor nadere bestudering van de meest kritische werkonderdelen.

Tijdens de uitvoering van het werk kunnen minder kritische aspekten nader worden onderzocht.

In verband met de schaal van het werk is verder in een noodza-kelijk geachte reserve In de uitvoeringsduur van een Va é 1 jaar voorzien.

d. Het verdient ernstige overwegingen de kering te voorzien van een enkel stel schuiven. Het ontwerp is zodanig uitgevoerd dat mocht één of meer dan één schuif weigeren de standzekerheid van de kering niet in gevaar komt en ook de waterstand op het bekken dan binnen aanvaardbare grenzen blijft.

De veiligheid van het aanliggende gebied komt daardoor niet in het gedrang. Voor het ontwerp van èen stormvloedkering met een doorstroomprofiel van 20.000 m^ moeten nog enige onder-zoekingen plaatsvinden alvorens definitieve konklusies kunnen worden getrokken.

De toepassing, van één stel afsluitmiddelen verhindert niet dat de kering op eenvoudige wijze kan worden uitgerust met een dubbel stel sponningen. Als op een later tijdstip de inzichten zich zouden wijzigen, kan alsnog een tweede stel schuiven aan-gebracht worden.

e. De stormvloedkering levert het gewenste minimum getijver-schil van gemiddeld 2,3 m te Yerseke bij een doorstroomopper-vlakte van 11.500 m'. In plaats van dit doorstroomprofiel waar-bij het getijverschil ca. 65% van het huidige bedraagt, kan in hetzelfde tijdsbestek ook een doorstroomprofiel van 20.000 m^ worden gerealiseerd, waardoor het getijverschil tot ca. 90% van het huidige wordt opgevoerd.

Een stormvloedkering met een effektief doorstroomprofiel van

20.000 m^ met enkele schuiven is ca. f. 0,26 miljard duurder en met dubbele schuiven ca. f. 0,38 miljard.

Eventueel kan een in eerste instantie gerealiseerd profiel van 11.500 m^ in een later stadium worden 'vergroot tof 20.000 m^ Daarmee zijn dan wel hogere aanpassingskosten gemoeid dan f. 0,26 miljard, respektievelijk f. 0,38 miljard.

De stormvloedkering is afgestemd op een compartimentering volgens het model C3. Compartimentering volgens C4, met een kleiner en dus minder aantrekkelijk getijbekken biedt bij de bouw van de stormvloedkering slechts geringe financiële voor-delen boven C3.

De compartimenteringswerken kunnen gelijktijdig met de stormvloedkering gereed zijn.

1.2. OVERZICHT DEELNOTA'S

In het eindrapport wordt een beknopte samenvatting gegeven van de studie en het onderzoek die zijn verricht in de periode tussen november 1974 en mei 1976.

Teneinde de resultaten van het toen verrichtte onderzoek vast te leggen en op een overzichtelijke manier te groeperen is besloten om 8 deelnota's te laten verschijnen die ieder één aspekt of enkele aspekten beoordelen van hetgeen in het eindrapport is weergege-ven.

Deze 8 deelnota's zijn:

1. Milieu-aspekten en morfologische ontwikkeling. 2. Hydraulische aspekten. 3. Grondmechanische aspekten. 4. Caissons op staal. 5. Pijlers op putten. 6. Caissons op putten. 7. Afsluitmiddelen. 8. Kostenschattingen en werkschema's

In deelnota nr. 4 - caissons op staal - wordt één van de drie ontwer-pen die in het eindrapport in beschouwing wordt genomen, verder toegelicht. De beide andere ontwerpen die in het eindrapport aan de orde komen, namelijk caissons op putten en pijlers op putten, worden respektievelijk in de deelnota's 6 en 5 verder uitgewerkt. In deelnota nr. 1 wordt verder ingegaan op de invloed van de stormvloedkering op het milieu en de morfologische ontwikkeling. De deelnota's 2 en 3 behandelen de hydraulische en grondmecha-nische randvoorwaarden en uitgangspunten voor de ontwerpen. In deelnota nr. 7 wordt een overzicht gegeven van de afsluitmidde-len waarmee bedoeld wordt de schuiven, be'wegingswerken, ener-gievoorziening, enzovoort.

In deelnota 8 tenslotte wordt een overzicht gegeven van de plan-ning en begroting van de in beschouwing genomen ontwerpen en van de tijdens de studieperiodé verschenen nota's en rapporten.

1.3. CAISSONS OP STAAL

De studie naar de stormvloedkering in de Oosterschelde is verricht door een projektorganisatie. Deze projektorganisatie is schema-tisch aangegeven in figuur 3 van het eindrapport.

Een aantal van de binnen de projektorganisatie fungerende werk-groepen hield zich bezig met het ontwerpen van caissons gefun-deerd op staal.

Alhoewel in de algemene probleennstelling sprake is van het ont-werpen van caissons, is in de beginperiode van de studie gezocht naar alternatieven voor de caissonoplossing. Na ampele overwe-gingen zijn deze, overigens interessante, alternatieven afgevallen en is de studie gekoncentreerd op de caissonoplossing. In hoofd-stuk 3.5. wordt nader ingegaan op deze voorstudie.

De funkti'e van het caisson, te weten water doorlaten en water ke-ren, bepaalt de principe-vorm. Deze bestaat uit:

1. een onderkonstruktie, die de belasting overbrengt naar de fun-dering (drempel en ondergrond);

2. een aantal wanden waarin de sponningen zijn opgenomen voor de schuiven;

3.- een bovenkonstruktie, die dienst doet als kering, werkweg en opstelplaats van de hefapparatuur.

Voor de sluitgatkonfiguratie zijn twee oplossingen beschouwd, na-melijk de brievenbusoplossing en de spleetoplossing.

Bij de spleetoplossing is het doorstroomprofiel gekoncentreerd in het midden van de geulen (dus kort en hoog), terwijl bij de brieven-busoplossing het doorstroomprofiel (lang en laag) meer aansluit bij de vorm van de oorspronkelijke stroomgeulen.

Om'hydraulische redenen is een voorkeur uitgesproken voor de brievenbusoplossing.

De randvoorwaarden voor het caissonontwerp zijn weergegeven en verklaard in hoofdstuk 2. Aangezien een groot deel van deze randvoorwaarden een onderwerp van studie was binnen andere werkgroepen (hydraulische en grondmechanische kriteria) werden deze eerst in de loop van de studie nader omschreven en vastge-legd. De wisselwerking tussen de caissonvorm en de bepalende in-vloeden, zoals belasting, fundering, sluitmiddelen en hydraulische omstandigheden, is een kenmerk van de ontwerpstudie geweest, waardoor het ontwerp een komplexe materie werd (zie hoofdstuk 3).

Voor het caisson op staal met een volledige ondersteuning is een uitgebreid gevoeligheidsonderzoek opgezet, waarin de afhankelijk-heid van diverse randvoorwaarden is getoetst. In hoofdstuk 3.2. worden hiervan de uitgangspunten en resultaten vermeld. Vanwege uitvoeringstechnische problemen die werden verwacht bij het aanbrengen van de drempel in de ondiepe gedeelten van de stroomgeulen (aanzandingen) is in een vroegtijdig stadium beslo-ten, de studie naar de caissons op staal gefundeerd, te stoppen.

Voor de caissons op staal zijn twee oplegkondities beschouwd, na-melijk een volledige ondersteuning en een drievlaksoplegging. De grondmechanische aspecten van deze funderingswijzen worden in hoofdstuk 2.3. in relatie met het caissonontwerp besproken. Twee alternatieve ondersteunigen van de caissons zijn in beschouwing genomen namelijk de volledige ondersteuning en de drievlaksop-legging.

Een uiteindelijke voorkeur is uitgesproken voor de drievlaksopleg-ging, onder andere uit kostenoverwegingen.

Dit betekent dat het caissonsontwerp, waarvoor uiteindelijk geko-zen werd, het brievenbuscaisson met definitieve drievlaksopleg-ging, niet nader uitgewerkt is. In hoofdstuk 4 zijn dan ook slechts enkele algemene rekenresultaten opgenomen.

Het transport en de plaatsingsprocedure van de in bouwputten ver-vaardigde caissons wordt besproken in hoofdstuk 5.

Detailstudies zijn verricht naar de voegkonstrukties tussen de cais-sons, waarvan in hoofdstuk 8 verslag wordt gedaan en naar de wij-ze van ballasten dat in hoofdstuk 7 wordt beschreven.

2. ONTWERPKRITERIA EN RANDVOORWAARDEN

2.1. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

Van de hoofduitgangspunten voor de studie zoals die zijn vermeld in het eindrapport StormvioedkeringOosterschelde, zijn de volgen-' de punten voor het ontw/erp van belang:

1. 'Afsluitbare kering in de bestaande geulen door rriiddel van ge-prefabriceerde elementen met een zodanig doorstroomprofiel, dat het gemiddeld getijverschil bij Yerseke 2,3Ö m bedraagt, Dit komt overeen met een effektief doorslroomprofiel van ca. 11.500 m^ onder NAP.

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

3.. De stormvloedkering volgt het bestaande sluitingstracé. .4. De debietverdeling over de keringen in de geulen dient

onge-veer evenredig te zijn met de huidige debietverdeling. 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 moét een eenvoudige verkeersweg worden aan-gebracht.

8. De maatgevende belastingen zijn:

a. • verval van 7 m in de richting Oosterschelde (NAP -f 5,30 m tot NAP- 1,70 m) gekombineerd met golf Hg = 4,50 m. b. verval van 4,50 m in de richting Noordzee (NAP-I- 3,00 m

tot NAP 1,50 m).

Gezien de mogelijke variatie in deze waterstanden is de gevoelig-heid van de konstruktie onderzocht voor kleinere vervallen dan de ontwerp-eis van 7 m verval (zie hoofdstuk 3.2.).

De wijze waarop de vervalbelasting op de konstruktie in rekening wordt gebracht is aangegeven in figuur 2.1.

Uit de figuur blijkt duidelijk hoe de situering van de schuiven in de caisson van belang is voor de plaats en grootte van de vertikale re-sultante van de vervalbelasting. In het algemeen is primair gere-kend met een rechtlijnig verloop van de vervaldruk tegen de onder-zijde van de caisson.

2. Drukverloop onderzijde

Alle in figuur 2.1. aangegeven belastingen zijn nauwkeurig te bere-kenen met uitzondering van de druk tegen de onderzijde van de caisson. Bepalend voor het drukverloop tegen de onderzijde van de caissonbodem is het verhang dat zich instelt in de grenslaag tussen caisson en drempel en in de toplagen van de drempel. Voor een volledig ondervulde caisson lijkt hét lineaire drukverloop dat in figuur 2.2. is aangegeven, een goede benadering. Doch bij een op drie vlakken opgelegde caisson, dat aan twee zijden van aanstortingen met steen is voorzien, is het verloop van de verhang-lijn niet zonder meer duidelijk.

Ten behoeve van de ontwerpberekeningen was het noodzakelijk om in modelproeven het verloop van de waterdruk tegen de onder-zijde van de caisson te bepalen, zowel voor een volledig ondervul-de caisson, als voor een op drie vlakken opgelegondervul-de caisson. Alleen het laatste onderzoek kon tijdig worden uitgevoerd. Uit deze proeven bleek dat bij een ondersteuning op drie vlakken met een niet-lineair verloop van de waterdruk moet worden gerekend, ter-wijl het verval hoofdzakelijk over de aanstortingen staat (figuur 2.3.).

Indien de drukvallen over de voorste en de achterste aanstortingen gelijk zijn blijft de totale opwaartse kracht ongewijzigd ten opzichte van de lineaire aanname.

9: Het effektieve doorstroomprofiel bij plaatsing van de laatste caisson' moet tenminste 30.000 m^ bedragen.

2.2. BELASTINGEN OP EEN CAISSON

2.2.1. Belastingen in definitieve toestand De vervalbelasting

1. Algemeen

Het uitgangspunt bij de bepaling van de vervalbelasting is het ba-sispeil op de Noordzee. Na toepassing van een ekonomische re-duktie op het basispeil wordt een ontwerppeil van NAP-l- 5,30 m gevonden. De waterstand aan de Oosterscheldezijde wordt voor-namelijk door beheerstechnische faktoren bepaald.

Het kantelmoment wordt kleiner. Toevallige verschillen in grootte en samenstelling van de beide aanstortingen kan het drukverloop echter aanzienlijk beïnvloeden. Tijdens de proeven bleek dat door de golfaanval de aanstorting aan de zeezijde zodanig werd aange-tast dat de drukval niet gelijk over de beide aanstortingen werd ver-deeld.

Door een dergelijke situatie kan de gemiddelde waterdruk onder de caisson toenemen, als met name het verhang zich in de aan-storting aan de O.S.-zijde koncentreert (zie figuur 2.4.).

Bij een studie naar de gevoeligheid van de konstruktie voor be-lastingvariaties in hoofdstuk 2.2.1. is gekozen voor een verdeling van de drukgevallen over beide aanstortingen, zoals in figuur 2.4 is aangegeven.

In de evenwichtsbeschouwingen van de caisson met een deel van de drempel, is de horizontale vervaldruk vergroot voor de meege-rekende drempelhoogte. Het verloop in de vervaldruk tegen de on-, derzijde van de caisson en het beschouwde drempeldeel is weer,li-neair aangenomen.

ALGEMENE A A N N A M E VOOR VERVALBELASTfNG B I J E E N ONTWERPEIS

VAN 7 m VERVAL

•5.30

ffl

VOLLEDIG ONDERVULD CAISSON ( A A N N A M E )

> «

n a a a c z i

.1.70

fig.2.1

tig. 2.2

CAISSON OP DRIEVLAKSOPLEGGING(PROEFRESULTAAT)

imaaczDcziaaa

fig.2.3

fig. 2 . 4

TOENAME VAN DE G E M I D D E L D E WATERDRUK TEGEN DE

ONDERZIJDE BIJ AANTASTING VAN DE BESTORTING A A N

ZEEZIJDE

20»/o

G O L F L E N G T E - L

U

z

(/)

1 2

PERIODE T

OVERGENOMEN UIT

,,ZEEGOLVEN" DOOR

D. GROEN EN R. DORRESTEIN

Cm)

DIEPTE D

( m e t e r s )

8 10

2 0 3 0 sec.

fig. 2 . 5

ENKELE WAARDEN VOOR T VOLGENS W.L.

WATERSTAND N.A.R + 5 . 3 0 10 s e c .

N.A.P. + 3 . 0 0 8.8 sec.

N.A.P. 6 . 7 sec.

De quasi-statistische golfbelasting 1. Het modelonderzoek

In het modelonderzoek zijn golfbelastingen gemeten voor een groot aantal caissonvarianten. Elk caissonmodel is in dit onder-zoek onderworpen aan de aanval veroorzaakt door een golftrein van circa 2000 golven. Zo'n golftrein is onder andere vastgelegd door de golfhoogte volgens raleighverdeling.

Wanneer de inkomende golven de caisson raken, treedt, afhanke-lijk van de caissonvorm, een zekere mate van reflektie op. De hoogte van de golven vóór de konstruktie is het resultaat van het op elkaar inwerken van een inkomende en een gereflekteerde golf. De vergrotingsfaktor bedraagt 1 + a.

In het modelonderzoek zijn de waarden van de reflektiekoëfficiënt voor de verschillende caissontypen bepaald.

Ook voor de in het onderzoek gemeten golfbelastingen geldt bij nadering een raleighverdeling. De gevonden waarden voor de be-lastingen hebben een nauwkeurigheid van 10%.

De drie belastingkomponenten die een golf veroorzaken te weten de horizontale kracht, de vertikale kracht en het moment, zijn over het algemeen niet in fase met elkaar. In het onderzoek zijn de maximale waarden van deze komponenten en de bijbehorende fa-severschillen geregistreerd. De in de tijd optredende belasting-kombinaties zijn niet vastgesteld.

De signifikante golfhoogte, vastgesteld op 4,50 m, is uitgangspunt geweest voor zowel het modelonderzoek als het ontwerpreken-werk. Voor de ontwerpgolf- dit is de voor de konstruktie te rekenen golfbelasting bij de superstorm - dient nog een nadere keuze te worden gedaan op basis van voorkomensfrekwentie in het golfspektrum. Voor het ontwerprekenwerk is gekozen /3 = 2,0. Daarmee is de relatie vastgelegd tussen de uitkomsten van het modelonderzoek en de te verwachten golfbelasting op het caisson-model. Een indruk van de onderzoekresultaten wordt eveneens verkregen uit figuur 2.8.

2. Rekenregel golfbelasting

Teneinde een extrapolatie van de proefresultaten naar andere caissonvormen en -afmetingen dan de beproefde mogelijk te ma-ken, is een algemene rekenregel opgesteld voor het bepalen van de golfbelastingen.

De uitgangspunten voor deze rekenregel zijn:

De golflengte wordt bepaald aan de hand van de grafiek uit tig. 2.5. in kombinatie met enkele door het Waterloopkundig Labo-ratorium opgegeven waarden voor T.

De grootte van het quasi-statische golfdrukdiagram volgt uit de theorie van Sainflou (zie fig. 2.6.).

Hierin wordt rekening gehouden met een middenstandsverho-ging ho van het waterpeil.

Voor een brievenbuscaisson op NAP- 20 m zijn in fig. 2.7. de be-lastingen aangegeven volgens de rekenregel.

3. Vergelijking van de resultaten van de rekenregel met die van het modelonderzoek.

De beschreven rekenregel is door Stucos in een komputerpro-gramma gevat. Met behulp van dit prokomputerpro-gramma zijn ter beoordeling van de kwaliteit van de rekenregel een aantal modelproeven nage-rekend. Daarbij werd voor a de gemeten waarde ingevoerd en voor /3de waarde 1,0, wat ook voor de modelproeven is aangehouden. Voorts Hg = 4,50 m. De resultaten van deze berekeningen

verto-nen goede overeenkomst met de tijdens de proeven gemeten waarden, zoals in fig. 2.8 is aangegeven.

De nauwkeurigheid van de benadering ligt vrijwel binnen de meet-nauwkeurigheid bij de proefnemingen (circa 10%).

Uit deze toetsing blijkt dat de rekenregel voldoende nauwkeurige resultaten geeft om in de ontwerpfase tot een goede onderlinge af- ^ weging van de verschillende caissontypes te komen. Het gewicht van een afwijking in de rekenregel is gering, vooral ook omdat de golfbelasting niet meer dan de helft uitmaakt van de totale horizon-tale belasting die gevormd wordt door de som van de bekende be-lasting ten gevolge van het verval en de benaderde bebe-lasting ten gevolge van golven.

Enige opmerkingen zijn echter op hun plaats:

Bij proeven is de maximale horizontale golfbelasting vaak naar de zeezijde gericht (b.v. T18, T19, T21, T60 enz.).

De berekening voorspelt de maximale waarden van deze be-lasting goed, maar is echter naar de O.S.-zijde gericht. In de berekening is het faseverschil tussen het optreden van de krachten verwaarloosd.

De waterdrukverdeling onder de caissonbodem is driehoekig verondersteld. Modelproeven hebben aangetoond dat deze veronderstelling voor de caisson op drievlaksoplegging vol-doende nauwkeurig is.

De berekeningsmethode van Sainflou overschat de grootte van het golfdrukdiagram bij toenemende drempeldiepte.

Bij het rekenmodel ontbreekt noodgedwongen de golfoverslag.

4. Nader modelonderzoek

In een later stadium van de studie, toen de caissonvorm meer kwam vast te staan (brievenbuscaisson studieperiode 3), zijn de, proeven ter bepaling van de. golfbelasting voor dit caisson her-haald.

Een vergelijking van de m.b.v. een geschatte reflektie-coëfficiënt berekende golfbelasting met de gemeten waarden viel minder gunstig uit dan werd verwacht. De berekende waarden overtroffen de gemeten waarden aanzienlijk, hetgeen in fig. 2,10 tot uiting komt.

Daarop werd een onderzoek ingesteld naar de oorzaken van deze afwijking.

De volgende punten bleken van belang:

De reflektie-coëfficiënt was te hoog aangenomen.

Het faseverschil tussen het ontstaan van de golfbelasting op de verschillende vertikale vlakken van de caisson veroorzaakt een aanzienlijke belastingreduktie t.o.v. de rekenregel.

De reeds vermelde overschatting door de methode van Sain-flou van de grootte van de horizontaalkracht bij toenemende drempeldiepte. Het uiteenlopen van de berekende en gemeten kracht bij grotere drempeldieptes wijst in die richting (zie fig. 2.9 en 2.10).

Omdat de caissonvorm in de laatste studiefase minder aanleiding geeft om te rekenen met faseverschillen, is bepaald dat voor de voorontwerpen van de caisson de rekenregel zal worden gehand-haafd.

Van deze regel zal eerst kunnen worden afgeweken als voor een gekozen caissonvorm definitief modelonderzoek kan worden uitge-voerd. ;

Er is dus blijvend ontworpen met een aangenomen reflektie-coëfficiënt en een vooral in de diepe geuldelen ongunstige reken-regel voor de grootte van een golfbelasting.

REKENMODEL VOOR DE GOLFBELASTING

(1*cx)xpxHs

INKOMENDE

GOLF

REFLEKTIE KOËFFTCIËNT: «

AMPLITUDE STAANDE GOLF A r l l Ü x B x H

2 ^ 5

MIDDENSTANDSVERHOGING: h

GOLFDRUK:

TT A '

27Td

O - ïT" ^ c°th ~ i r

, W.A.

1'cosh 2Tf,d

^ s i g n = 4 , 5 m

P =2,0

« : 0,73

£ : 1 4 0 m

40 m

%

5 0 m

GOLFDRUK DIAGRAM

VOLGENS SAINFliDU

tig. 2.6

40nn

H h

l l

-1 l^»^»^PMM%M

, 5 0 m

KN/m

fig.2.7

DE KWASI STATISCHE GOLFBELASTING VOLGENS DE REKENREGEL

1000

kN/m"

5 0 0

O

A. HORIZONTALE KRACHT

WAARDE REKENREGEL

_ © _ RICHTING OOSTERSCHELDE(proefresultaat)

_ o - RICHTING ZEE ( p r o e f r e s u l t a a t )

•10 -15 - 2 0

DREMPELDIEPTE IN m.t.o.v. N.A.R

5 0 0

kN/m'

- 5 0 0

B. VERTIKALE KRACHT

PROEFRESULTAAT

REKENREGEL

DREMPELDIEPTE

-10 -15 - 2 0

10.000

k N / m

C . MOMENT

ZIE OPMERKING BIJ A.

H = 4 , 5 0 m

p ^ 1.0

DREMPELDIEPTE

_{fig. 2 . 8}

OVERZICHT GOLFBELASTINGEN ALS RESULTAAT VAN MODELONDERZOEK EN

REKENREGEL

SAINFLOU RUNDGREN RUNDGREN • FASE

GESCHEMATISEERDE GOLFBELASTINGEN WEGENS VERSCHILLENDE ,. . _

REKENMETHODEN, IN EEN GEVAL MET FASEVERSCHIL ^'9- 2 . 9

i l

1 0 0 0 K N / m ' _ .

5 0 0

-10

5 0 0 K N / m ' . .

5 0 0 KN/m'

10000 KN/m'

5 0 0 0 __

.10

-15

-15

-20

-20

HORIZONTALE KRACHT

WAARNEMINGEN

MODELONDERZOEK:

. _ ® _ RICHTING O.S.

_ o _ RICHTING ZEE

WAARDEN REKENREGEL

• 2 5 DREMPELDIEPTE

(m.to.v. NAP)

VERTIKALE KRACHT

WAARNEMINGEN ,

MODEÜONDERZOEK

WAARDEN REKENREGEL

DREMPELDIEPTE

MOMENT

_ _ WAARNEMINGEN

MODELONDERZOEK:

_@_ RICHTING O.S.

. o _ RICHTING ZEE

WAARDEN REKENREGEL

H^= 4 . 5 0 m

p =1,0

-25 DREMPELDIEPTE

fig.2.10

GOLFBELASTfNG OP BRIEVENBUS-CAISSON

GOLFDRUK ONDER HET CAISSON

• • • • a a a n

ZONDER VERVAL

^ ^ _ MET VERVAL

fig. 2.11

AFWIJKING IN DE B E R E K E N I N G S R E S U L T A T E N IN PROCENTEN VAN DE

MEETRESULTATEN ALS FUNKTIE VAN DE DREMPELDIEPTE

| H

- 5 0 «/o

- 1 0 0 ° / . . ,

a V

D R E M P E L D I E P T E

IN mT.O.V. N.A.P.

- 1 5 - 2 0 - 2 5

- 1 5 - 2 0

- 1 5 - 2 0 - 2 5

f i g . 2 . 1 2

5. Drukverloop onderzijde caisson Golven. In het modelonderzoek naar de waterdruk tegen de onderzijde van

een caisson op drievlaksoplegging zijn, naast vervaldrukken, ook golfdrukken gemeten.

In het rekenmodel ter bepaling van de golfbelasting is een driehoe-kig verloop van de waterdruk ten gevolge van golven onder de cais-son aangenomen.

Uit die proeven blijkt dat het driehoekig verloop van een golfdruk een goede benadering is.

Het verval lijkt in de proeven^invloed uit te oefenen op de mate waarin de golfdrukken zich onder de caisson voortplanten. De grootten van deze verschillen zijn relatief gering. In de ontwerp-fase is een driehoekige benadering van het golfdrukverloop vol-doende nauwkeurig (zie fig. 2.11).

Belastingvariaties voor de toetsing gevoeligheid caissons

1. Algemeen

De bestudering van de gevoeligheid van de caissonontwerpen voor variaties in de belastingen, bevat twee fundamenteel verschil-lende aspekten. Deze aspekten zijn:

a. De invloed van een wijziging in de rekenbelasting op de afme-tingen van de caissonkonstruktie en daarmee op de kosten. In.feite tracht men de bouwkosten van de caissons weer te ge-ven als funktie van de aangenomen belastingen.

Teneinde de gevoeligheid van de kosten te bepalen is een be-• lastingvariatie gesteld van -i- en - 25%.

Deze variatie is van toepassing op alle belastingen.

De maatgevende golf- en vervalbeiasting (zie vorige paragra-ten) bepaalt echter de vereiste afmetingen.

b. De ernst van de gevolgen als de werkelijke belastingen, de re-kenbelastingen waarop het caissonontwerp is gebaseerd, over-schrijden.

Een overschrijding, die zijn oorzaak kan vinden in:

de fysische randvoorwaarden, zoals het golfklimaat voor de kering en hoogwaterstanden.

- de wijze waarop de rekenbelastingen worden bepaald uit de fysische randvoorwaarden met behulp van rekenmodellen of metingen op modelschaal.

De konfrontatie van de onder a en b genoemde aspekten maakt een afweging van de gekozen veiligheid mogelijk door de hogere .kosten van een sterkere konstruktie, te vergelijken met de

vermin-dering van de kans op ernstige gevolgen.

In het hiernavolgende zal vooral worden ingegaan op de vraag in hoeverre de rekenbelastingen kunnen worden overschreden in het licht van de onder b genoemde oorzaken.

2. Fysische randvoorwaarden

Verval.

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 signifikante golfhoogte.

Extrapolatie van deze bovengrens voor de ontwerp waterstand van NAP + 5,30 m leidt tot een signifikante 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.

3. Belastingen Vervalbeiasting.

In hoofdstuk 2.2.1. is uiteengezet hoe de vervalbelastingen op de konstruktie bepaald kunnen worden als de waterstanden ter weerszijden bekend zijn. Enig voorbehoud is gemaakt ten aanzien van de waterdrukverdeling tegen de onderzijde van de caisson in het geval van een drievlaksoplegging.

De mogelijk geachte toename van de waterdruk met 30% leidt tot een vermindering van de vertikale drempelreaktie met circa 7%. In tabel 2.1. zijn verschillende waarden vermeld die behoren bij de gekozen verdeling van de drukvallen over de bestortingen aan zee-ën O.S.-zijde van 70-20% en 30-60%. 7aüe/ 2.1 7 meter 30/60 verdeling 70/20 verdeling H Ivl azee-CTO.S. H/V O p m . 379 730 5194 2,1 27,1 0,52 379 677 5149 1,0 26,0 0,56 zie fig. 2.4. 379 643 5194 0,39 24,9 0,59 zie fig. 2.4.

H = de horizontale kracht op het caisson (kNm/|^i) V = de verticale kracht op het caisson (kNm/ml) M = het moment op het caisson (kNm/f^i)

Uit het voorgaande blijkt dat variaties in de te kiezen ontwerpver-valbelasting hoofdzakelijk voortvloeien uit onzekerheden omtrent de fysische randvoorwaarden.

Aangezien de randvoorwaarden ten aanzien van het verval sterk afhankelijk zijn van beheerstechnische faktoren in een verre toe-komst, heeft men gemeend het mogelijk optredende waterstands-verschil te moeten majoreren door een O.S.-waterstand van NAP -1,70 m te kiezen.

Uitgaande van deze waterstand aan de O.S.-zijde van de storm-vloedkering en een waterstand overeenkomend met het ontwerp-peil van NAP -f- 5,30 m aan de Noordzeezijde, komt men op een verval van 7,00 m.

Tabel 2.2

De vervalbeiasting 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 -i- 2,50 m.

Het door de stormvloedkering te keren verval kan dus variëren tus-sen 7.00 m en 3,00 m. verval ± 7 m ± 5 m ± 3 m H _{V M „zee ,aOS H/V} 379 730 5194 2,1 27,1 0,52 335 723 4775 3,0 25,9 0,46 290 716 4356 3,9 24,8 0,41

Er is gezien de onzekerheid omtrent de fysisclie randvoorwaarden nauwelijks reden om het verval verder te vergroten dan tot maxi-maal 7,50 m, resulterend in een 4 % grotere belasting dan bij een verval van 7,00 m.

De bepaling van de belasting door verval uit de fysische randvoor-waarden is dermate nauwkeurig dat een veiligheidstoeslag hierop niet gerechtvaardigd is.

In bovenstaande tabel 2.2. zijn behalve de alreeds in tabel 2.1. melde waarden voor een verval van 7,00 m, ook de waarden ver-meld die behoren bij vervallen van respektievelijk 5,00 m en 3,00 m.

De golfbelasting. Algemeen

In feite zijn er twee methoden om de golfbelastingen op het proto-type te bepalen als de fysische randvoorwaarden gegeven zijn n.l.:

1. metingen aan modelopstellingen; 2. berekeningen op grond van golftheorieën. ad 1.

Bij beproeving van een schaalmodel van de konstruktie in een golf-goot bedraagt de mogelijke afwijking tussen de in het model geme-ten en de op het prototype aangrijpende totaalkrachgeme-ten circa 10% (H = 10%, V = 25%, M = 10%). Omdat het modelonderzoek om begrijpelijke redenen achterliep bij de evolutie van de geometrie van de kering, zijn slechts van enkele oplossingen meetresultaten bekend.

ad 2.

Het ter ondersteuning van het ontwerpwerk ontwikkelde rekenmo-del blijkt niet alle parameters voor een goede voorspelling van de modelproefresultaten te bevatten.

De in tig. 2.8. gegeven berekeningsresultaten vertonen een konstante en diepte-afhankelijke afwijking van de meetresultaten, In fig. 2.12. zijn de afwijkingen in procenten van de meetresultaten als funktie van de drempeldiepte weergegeven.

Het rekenmodel schat de golfbelasting op het hier beproefde type van de kering circa 50% te hoog (zie fig. 2.12.). In andere

vergelijk-bare gevallen was de nauwkeurigheid groter. ; De onzekerheid omtrent het te verwachten golfklimaat voor de

ke-ring rechtvaardigt een onderzoek naar de invloed van: a. de golfhoogte,

b. het golfspektrum,

op de grootte van de golfbelastingen.

Er zijn proeven in deze richting gedaan en ook met behulp van het rekenmodel is dit terrein onderzocht.

Uit het rekenmodel volgt:

Tabel 2.3

Invloed van de golfhoogte

H V M azee a os H/V 379 730 5194 2,1 27,1 0,52 426 732 5898 0,5 28,8 0,58 Tabel 2.4 L 140 m 240 m

Invloed van de golflengte

H V M " zee o os HA/ 379 730 5194 2,1 27.1 0,52 420 722 5543 1,1 27,7 0,58

Uit de tabellen 2.3. en 2.4. blijkt dat de golfbelasting door wijziging van golfhoogte of golflengte respektievelijk mei 12% en 10% toe-neemt.

De beste methode om de fysische randvoorwaarden in belastingen te vertalen is modelonderzoek. Daarmee is een nauwkeurigheid van ca. 10% bereikbaar.

Het afleiden van de belastingen uit de golfgegevens door middel van berekeningen is minder nauwkeurig. Een overschatting van de belastingen van 50% tot 100% treedt bij sommige geometrieën op.

In de volgende tabel zijn alle afwijkingen nog eens naar oorzaak gegroepeerd en samengevoegd onder de veronderstelling dat de afwijkingen stochastisch onafhankelijk zijn. De grootte van de mo-gelijke afwijkingen is gegeven als een percentage van de in de ont-werpsituatie optredende belastingen.

Uit tabel 2.5. volgt dat ten gevolge van diverse oorzaken de reken-belastingen 10 a 15% kunnen afwijken van de werkelijk pp de cais-sondam aangrijpende belastingen.

Tabel 2.5 ,. •

VERVAL GOLVEN zeezijde O.S. zijde hoogte periode I. Randvoorwaarden 4% 0% 12% 10% ^sign 4,50 m 5,60 m II. III IV V. Berekenings-resultaten Modelmeting Afwijking t.g.v. 1 en II Afwijking t.g.v. 1 en III 4 % 0% 0% 4% 4% 15 è 20% 9,5% 15,6% 25 è 5 0% 10% 30 è 50% 18,5%

2 Z

O

w

<

u

o

:^

2 0 0 0

1 0 0 0 ..

j i m

GEBIED V A N ± 2 5 7 .

ROND DE GRENS

G O L F B E L A S T I N G

VERVALBELASTING

GEBIED WAARBINNEN

DE WISSELENDE

GOLF BELASTINGEN

VOLGENS M O D E L

-PROEVEN V A L L E N

GRENS G O L F B E L A S

-TING VOLGENS

REKENMODEL

- 1 3

- 1 9

HORIZONTALE BELASTING OP BRIEVENBUSCAISSON

< B> DREMPELDIEPTE

25 IN m TO.V. N.A.R

fig. 2.13

7 0 0 0

6 0 0 0

w 5 0 0 0

<

u

o

H-(/)

<

m

4 0 0 0

3 0 0 0 .

2 0 0 0

VOOR V E R K L A R I N G

ZIE FIG. 2.13

- 1 3 - 1 9

VERTIKALE KRACHT OP BRIEVENBUSCAISSON

- 2 5

,__ö» DREMPELDIEPTE

IN m TO.V. N.A.P.

z

O

<

u

6 0 . 0 0 0 .

5 0 . 0 0 0 .

4 0 . 0 0 0

3 0 . 0 0 0

2 0 . 0 0 0

g 10.000 .

<

VOOR VERKLARING

ZIE FIG. 2,13

DREMPELDIEPTE

I N m . I O . V N.A.P

- 1 3 - 1 9

KANTELEND MOMENT OP BRIEVENBUSCAISSON

- 2 5

fig. 2.15

FRÉKWENTIE

BELASTING

B GEM. B KAR.

fig. 2.16

In de figuren 2.13., 2.14. en 2.15. is de vervalbelasting aangegeven door een getrokken lijn. Rond deze lijn is het gebied waarbinnen de wisselende golfbelastingen volgens modelproeven vallen in grijs aangegeven.

Boven de vervalbelastingslijn is tevens door middel van een — . — lijn de grens aangegeven van de golfbelasting volgens het re-kenmodel. Rond deze lijn is het in lid 1 sub a aangegeven gebied van ± 25% gearceerd aangegeven. Uit de figuur blijkt dat de ± 25% regel in deze vorm niet geheel aan haar doel beantwoordt, omdat zij de te verwachten belastingen vrij sterk overtreft. In feite geeft de — . — lijn ongeveer 125% van de gemeten maximale be-lasting ten gevolge van verval en golven.

Karakteristieke belasting ten opzichte van extreme belasting 1. Begripsaanduiding

De kans dat de waterhoogte, die gemiddeld 1 maal per jaar wordt overschreden in één jaar niet zal worden overschreden, volgt uit de wet van Poisson voor r = o

k = e

-m

Dit betekent dat de kans dat de waterhoogte h die gemiddeld 1 maal per jaar wordt overschreden, in een bepaald jaar niet zal wor-den bereikt, gelijk is aan k = e "'' = 0,37

De overschrijdingskans van deze waterhoogte binnen.het tijds-bestek van 1 jaar is dus

q = 1 - k =

0 , 6 3

In het voorgaande zijn de belastingen beschreven die behoren bij een superstorm met een voorkomensfrekwentie van 10 " ^ per jaar.

De kunstwerken van het Deltaplan dienen juist bestand te zijn te-gen de bij deze storm behorende waterstand en golfhoogte. De ge-ringe kans dat deze waterstanden en golfhoogten overschreden worden, bepaalt dus de veiligheid van de kunstwerken.

De voorschriften voor het ontwerpen van betonkonstrukties gaan uit van het begrip karakteristieke belasting. Dit is een belasting met een overschrijdingskans van 5% tijdens de levensduur van de konstruktié. Volgens de grondregel van deze voorschriften wordt de extreme belasting (de zogenaamde rekenbelasting) verkregen door de karakteristieke belasting te vermenigvuldigen met een vei-ligheidscoëfficiënt. De konstruktié dient nog juist tegen deze be-lasting bestand te zijn.

Het is voor een goede ontwerpbeoordeling van belang dat naast de extreme belasting volgens de Deltawet ook de karakteristieke be-lasting bekend is (zie fig. 2.16).

Eenvoudigheidshalve is voor de konstruktieve berekeningen van de caisson niet de karakteristieke belasting gekozen maar de be-lasting behorende bij een storm met een overschrijdingskans van .5%. tijdens de levensduur van de stormstuw-caissondam.

2. Bepaling karakteristieke storm • Frekwentiecurve

Uit (1)en (2) volgt direkt

k = e - De voorschriften

h - h .

- 2 , 3

-e s

De VB hanteren als uitgangspunt de karakteristieke belastingen. De hierboven gevonden formules maken het mogelijk het karakte-ristieke hoogwater tijdens de levensduur van de stormvloedkering te vinden. Zo'n karakteristiek hoogwater zal samenvallen met een storm.

Bij een levensduur van de konstruktié van T jaar wordt formule (3):

• 2 , 3

k = e T Voor k = 0,95 en T = 50j volgt hieruit:

h = NAP -I- 4,30 m

Hierbij hoort een golfhoogte van hg = 3,90 m

Uit deze waterstand en golfhoogte wordt de belasting bij een ka-rakteristieke storm bepaald.

De frekwentiecurve van de hoogwaterstanden is Ie benaderen door een rechte op half logarithmisch papier (zie fig. 2.17.). Deze standaard frekwentiecurve wordt beschreven door:

Tabel 2.6 Belasting bij karakteristieke storm op brievenbuscaisson: drempeldiepte NAP - 25 m H(kNm/m) V(kN/m) M(kN/m) zodat

h - h = - s l o g m

h - h .

- 2 , 3

m = e s

3. Bepaling karakteristieke belasting - Overschrijdingskans

De kans k dat in een gegeven tijdsbestek t, r maal gebeurt wat ge-middeld m maal gebeurt in dal tijdsbestek, wordt gegeven door de wet van Poisson.

k =

r -m

ra X e

Het is belangrijk te weten, wat de invloed is van de toegepaste ver-eenvoudiging om voor de karakteristieke belasting, de belasting te kiezen die het gevolg is van de karakteristieke storm.

Het bleek mogelijk een kansverdeling voor de belastingen ten gunste van golven en verval op te stellen, indien enkele sterk ver-vereenvoudigende aannamen worden gedaan:

1. De schuiven zijn altijd gesloten en de binnenwaterstand is NAP - 1,70 m.

FREKWENTIECURVE

hl.

/

7

a r c t g s

10 1 0,1

1 — ^ m (AANTAL

CVERSCHRU-0,01 DINGEN PER JAAR)

fig.2.17

tig. 2.18

SITUATIE SCHUINE GOLFAANVAL

2. leder H.W. gaal met de maximaal mogelijke golf gepaard, dat wil zeggen tiet stormt altijd.

3. De gehanteerde relatie tussen waterstand en golfhoogte geeft een bovengrens en is dus vrij extreem.

4. Bij de bepaling van de overschrijdingskans van de hoogwaters is een eerste orde benadering toegepast.

5. De belastingen zijn bepaald met behulp van de rekenregel (2.2.1.). Resultaat van de berekening bij al deze konservatieve aannamen is in de volgende matrix gegeven.

Tabel 2.7 De horizontale kracht in kN/m kering als functie van le-vensduur en overschrijdingskans levensduur overschrijdings-kans 10% 5% 2% 1% 10 j . 3650 3750 3900 4000 50 j . 3900 4000 4150 4300 100 j. 4000 4150 4300 4400 200 j. 4150 4300 4400 4500

rizontale belastingen als funktie van levensduur en overschrij-dingskans gegeven, nadat de verlaging is toegepast.

Tabel 2.9 levensduur overschrijdings-kans 10% 5% 2% 10 j . 3100 3250 3400 50 j . 3400 3500 3650 100 j . 3500 3600 3750 200 j . V 3600 3700 3900 1% 3500 3750 3900 4000

Ook de eerste ordebenadering van de overschrijdingskans van de hoogwaters heeft een vertiogend effekt op de belastingen. Het hanteren van de exakte formule (3) uit lid 2 geeft duidelijk lagere waterstanden en dus ook, als gevolg van de golfhoogte-waterstandsrelatie, kleinere golfhoogten.

4. Konklusie

De horizontale kracht met 5% overschrijdingskans van de be-lastingen wordt vergeleken met de horizontale kracht die behoort bij de karakteristieke storm en desuperstorm.

5% in 50 jr Hkar bel = "000 KN/m

5% in 50 jr Hkar storm = 3380 KN/m (zie tabel 2.6.)

.1 X in 10''jr Hsuper= 3970 KN/m

Het blijkt dat de karakteristieke belasting hoger uitvalt dan de be-lasting ten gevolge van de karakteristieke storm.

Om een antwoord te vinden op de vraag, in hoeverre de konserva-tieve aannamen bijdragen aan dit verschil, is de gevoeligheid van de oplossing voor een wijziging in de aannamen onderzocht. Allereerst is de kans dat ieder H.W. gepaard gaat met de maximaal mogelijke golf volgens de volgende tabel gereduceerd.

Tabel 2.8 H.W NAP + NAP -1-NAP -t-NAP + NAP -1-NAP + 7 m 6 m 5 m 4 m 3 m 2 m Hsign 5,50 m 4,90 m 4,30 m 3,70 m 3,10 m 2,50 m kans op coïncidentie 100% 100% 9,5% 80% 65% 50%

De invloed van deze wijziging is gering en beperkt zich hoofdzake-lijk tot de belastingen met een gemiddelde kans van voorkomen groter dan de karakteristieke belasting.

Verder is een wijziging in de relatie tussen waterstand en golfhoog-te aangebracht. De gehangolfhoog-teerde vuistregel geeft een bovengrens aan, zodat de maximale golfhoogte, die met een bepaalde wa-terstand wordt gekombineerd, in feite te hoog is.

Daarom zijn alle golven met een vrij willekeurig gekozen bedrag van 1 m verlaagd. In onderstaande matrix worden nogmaals de

ho-Resumerend kan men zeggen dat deze studie aantoont dat er een weg is om tot een kansverdeling van de belastingen op de caisson te komen.

Verder lijkt het verschil tussen de belasting ten gevolge van de ka-rakteristieke storm en de kaka-rakteristieke belasting afhankelijk van noodgedwongen arbitraire aannamen.

De hogere waarden van de horizontale belasting kan gemakkelijk worden toegeschreven aan de genoemde vereenvoudigende aan-name. Verdere studie zal moeten uitwijzen in hoeverre dit korrekt is.

Schuine golfaanval (zie figuur 2.18)

Tot nu toe is er bij de berekening van de golfbelastingen stilzwij-gend van uitgegaan dat de golven loodrecht op de dam invallen.In het algemeen zal dat niet zo zijn, invalshoeken tot 30° zijn moge-lijk.

Bij schuin inlopende golven verdienen twee facetten de aandacht: 1. De caisson wordt zowel in dwars- als in lengterichting belast

door de golven

De krachtkomponent loodrecht op de dam-as kan viagonio-metrische verhoudingen benaderd worden.

De krachtkomponent, evenwijdig aan de dam-as, die aan-grijpt op de vóór de schuiven uitstekende delen van de dwarswanden, is uit modelonderzoek bepaald.

De gemiddelde druk per m^ aangevallen wandoppervlak be-draagt ongeveer 15 KN.

De drukverdeling over de hoogte is onbekend.

2. De caisson wordt niet over de totale lengte gelijktijdig door de golf getroffen. Op het moment dat de golftop het midden van de caisson bereikt, is zij het ene uiteinde van de caisson reeds ge-passeerd en moet zij het andere uiteinde nog bereiken.

De krachtkomponent loodrecht op de dam-as wordt geredu-ceerd door het feit dat de maximale belasting niet gelijktij-dig over de totale lengte van de caisson aangrijpt. Doch de-ze reduktie is de-zeer gering als de golflengte groot is ten op-zichte van de afmetingen van de konstruktie.

fn lengterichting betekent het dat niet alle dwarswanden ge-lijktijdig worden belast.

Deze belasting is dan ook alleen van belang voor de wan-den zelf.

O P E N BAKCAISSON

*1

+ 5 . 3 0

N.A.R

VERHANGLIJN

TUSSENWAND

••cDcinaaa

- 1 . 7 0

-h5.30

N.A.R

f

^

V E R H A N G L I J N

KOPWAND

• • • a o a a a

-1.70

VERVALBELASTING

BELASTINGFIGUUR

f i g . 2 . 1 9

DEKNEÈR

+ 5.30

N.A.R

- 1 0 . 0 0

- 20.00

B R I E V E N B U S C A I S S O N

VERHANGLIJN

+ 1.00

• - 1 . 7 0

« ^ - 5 . 0 0

.WATERSPRONG

f i g . 2 . 1 9 b

Dwarsverval

De schuif is door de bewegingsmogelijkheid een relatief kwetsbaar ondefrdeel van de stormvloedkering.

' De kans, dat één schuif onder extreme omstandigheden niet geslo-ten kan worden of bezwijkt, is reëel.

In de niet-afgesloten opening ontstaat dan een gekoncentreerde snelle stroming die de steenstortingen kan aantasten en ten gevol-ge waarvan de betonkonstruktie zwaar belast wordt, doordat een dwarsverval over de aangrenzende wanden ontstaat.

Er zijn uitgebreide modelproeven gedaan, teneinde voor verschil-lende keringskonfiguraties de mate van aantasting van de bestor-tingen ten gevolge van het niet afgesloten zijn van één opening te bestuderen.

Tevens zijn de verhanglijnen, die zich in de niet-gesloten doorstroomopening instellen, opgemeten.

In figuur 2.19a is zo'n verhanglijn aangegeven voor een open-bakcaisson met lage vloer en een verval óver de stormvloedkering van 7 m. Ivlet de verhanglijn is tevens de vervalbelasting op de wanden gegeven.

Plaatselijk blijkt een maximum belasting van 12 m waterdruk op te treden.

Uit figuur 2.19a blijkt dat de belasting op de tussenwanden afhan-kelijk is van de plaats van de schuif in de aangrenzende , doorstroomopening. De belasting op de kopwanden is op analoge

wijze afhankelijk van de waterstand in de voeg tussen de caissons. Het meest ongunstig is een waterstand in de voeg van NAP + 5,30 m in casu de bovenkant van de voegkonstruktie.

In figuur 2.19b is een verhanglijn aangegeven voor de brievenbus-caisson met hooggelegen ballastbak.

Door de aanwezigheid van de bovenkonstruktie en de hooggelegen ballastbak wijkt de verhanglijn in gunstige zin af van de in figuur 2.19a getekende.

Uit het modelonderzoek blijkt dat de wandafstand en de vorm van zowel de boven- als de onderbouw van de caisson de waterstroom sterk beïnvloeden, met daaraan gekoppeld de kritische gevolgen voor de belastingen op de wanden en de aantasting van de bestor-tingen.

In het voorgaande is aangenomen dat de hoge zeewaterstand niet gepaard gaat met golven. Deze situatie zal zich in werkelijkheid nooit voordoen:

Ook in dit geval zal met de belastingkombinatie verval = 7,00 m en Hg = 4,50 m gerekend moeten worden.

Er zijn modelproeven gedaan waarbij de belasting ten gevolge van schuine golfaanval en dwarsverval op een deel van de tussenwand is gemeten.

Het meetgedeelte van de tussenwand is in figuur 2.20 aangege-. ven, tezamen met de gemeten krachten.

Aangezien het aangrijpingspunt van deze krachten niet bekend is, kan uit de gemeten waarden slechts een gemiddelde druk ten ge-volge-van schuine golfaanval en dwarsverval (37 KN/m^) worden berekend en niet de verdeling over de hoogte. De caissons is van het model brievenbuscaisson met hooggelegen ballastbak. Onder-linge vergelijking van gevonden belastingen wijst uit dat in dit geval de kornbinatie dwarsverval met schuine golfaanval weinig verschilt van de enkelvoudige dwarsvervalbelasting. Gezien de grote afhan-kelijkheid van de vorm van de konstruktie zal deze belasting voor ieder nieuw ontwerp in modelonderzoek moeten worden vast-gesteld.

Voor de in dit rapport uitgewerkte voorontwerpen voor een brieven-buscaisson op volledige ondersteuning en op drievlaksoplegging kon dit modelonderzoek niet worden gedaan. De in figuur 2.19 en 2.20 aangegeven resultaten zijn voorlopig aangehouden.

Er is bij het ontwerp van uitgegaan dat de genoemde belastingen kunnen worden gereduceerd door het aangevallen wandoppervlak te verkleinen bijvoorbeeld door afschuiningen aan of sparingen in de tussenwanden.

Proeven moeten uitwijzen of deze oplossingen werkelijk reduce-rend werken op de grootte van de belastingen.

Invloed hooghangende deur

Indien een enkele kering wordt toegepast, zal de schuif bij weige-ring blijven hangen in het gebied van de grootste golfbelasting. Aangezien ter plaatse van deze doorstroomopening een waterspie-gelverlaging ontstaat, is aangenomen dat de te hoog hangende deur in geen geval een ongunstig effekt heeft op de totale caisson-belasting.

Bij een dubbele kering zullen in geval van sluiting beide deuren worden gesloten. Het kan dan voorkomen dat één van de deuren niet kan worden gesloten.

Voor de brievenbuscaisson met een relatief lage deurhoogte be-vindt de bovenkant van de deur zich maximaal op NAP - f i l m . De extra belasting van NAP -t- 7 m tot NAP + 11 m ten gevolge van de quasi-statische golf bedraagt circa 200 KN/m.

De totale belasting van deze caissons is ongeveer 4000 KN/m. Zonder hooghangende deur bedraagt de totale caissonbelasting globaal bij een lengte van 50 m: 50 x 4000 = 200.000 KN. Indien één deur blijft hangen: 2/3 x 50 x 4000 + 1/3 x 50 x 4200 = 203.333 KN, dus 1,7% groter. De invloed is dus erg klein. Het mo-ment wordt wat ongunstiger beïnvloed vanwege de grote arm. Voor het ontwerpstadium lijkt het niet relevant hiermede te reke-nen in verband met de grofheid van de overige aannamen.

Golfklappen

Er is een onderzoek gedaan naar het optreden van golfklappen op de caissonkonstruktie.

Uit dit onderzoek blijkt dat de golfklappen door het aan brengen van luchtspleten (buffers) en kleine afschuiningen aan de beton-konstruktie, zowel in grootte als in aantal aanzienlijk gereduceerd kunnen worden.

In de ongunstigste situatie, als de schuif aan de O.S.-zijde gesloten is, geldt het volgende:

De grootste golfklappen worden gemeten bij een waterstand van NAP -f 1 m en een golfkonditie Ttop = 7,5s met Hg = 2 m.

- De maximale golfklap per 1000 golven wordt geschat op 125 • KN/m^

- Tijdens 1000 golven treden 70 klappen op met een druk groter dan 25 KNIm'.

Voor de frekwentie van de drukfluktuatie geldt 1 Hz < f < 30 Hz.

• De vertikale drukverdeling is aangegeven in figuur 2.21. De meest voorkomende situatie is die waarbij beide schuiven ge-heven zijn. Omdat het grootste aantal klappen optreedt bij een wa-terstand gelijk aan de onderkant van de bovenkonstruktie (NAP -t-1m), is een nadere bestudering van de grootte van de klappen te-gen de onderkant van de bovenkoker noodzakelijk.

Wind

Een benaderende berekening heeft aangetoond dat de windbe-lasting die op de hoog gelegen verkeersweg aangrijpt, niet ver-waarloosd mag worden..

10.0006.520

-2 . 0 6 0 •

MEETPIJLER

H _ r 4 . 5

-^if^

• 5.30

N.A.P

_--1.70

iüiiïv' 'ym!!»\v>- \v4w/i\^^r ''''*iai!iBit<<'ii<^^^^^

tig. 2.20

BRIEVENBUSCAISSON ; GEMETEN BELASTINGEN t.g.v. SCHUINE

GOLFAANVAL EN DWARSVERVAL

LUCHTSPLEET

125 KN/m2

110 KN/m2

f\

+1.00

VERTIKALE DRUKVERDELING t.g.v. GOLFKLAPPEN

Uitgaande van een windsnelheid van 40m/s, vindt men een stuw-druk van 5 KN/m'.

Het resulterend windmoment is 1-5% van het kantelmoment ten gevolge van golven en verval.

In de ontwerpberekeningen voor het voorontwerp is geen windmo-ment gerekend.

Aandacht is vereist voor het venturi-effekt tussen de hoog gelegen brug en de caisson, dat dynamische instabiliteit van de brug kan in-leiden.

IJsbelasting

Zowel over de grootte van belastingen door ijs als over de frekwen-tie van optreden in Nederland en met name op de Oosterschelde, is weinig bekend.

Daarom zijn ten behoeve van het voorlopige caissonontwerp ijsbe-lastingen geschat op grond van eerste aannamen, met als belan-grijkste de veronderstelling dat de breukdruksterkte van ijs 1000-1500 KN/m' is en dat op de Oosterschelde een ijslaag van 50 cm dikte kan voorkomen.

Uit deze gegevens kan men berekenen dat de totale horizontale • belasting op een caisson 5,6x0,5 X 1500 = 4200 KN is, bij een ge-sommeerde pijlerbreedte van 5,6 m. Aangezien de orde van groot-Ie van hel verval vanaf de O.S.-zijde minimaal 33.000 KN per cais-son bedraagt, is de totale horizontale belasting door ijs niet maat-gevend.

Als detailbelasting zou het vastlopen van een ijsschots tussen de wanden van belang kunnen zijn.

Dit veroorzaakt een belasting van 750 KN/m over een lengte van 5 m, waaruit een wandmoment voortvloeit dat niet maatgevend is ten opzichte van andere belastingsgevallen, zoals dwarsverval. In de berekeningen voor het voorontwerp blijft de ijsbelasting ach-terwege.

De waargenomen laagste waterstand in de Oosterscheldemond (L.L.W.) bedraagt NAP - 2,89 m (22-2-1885).

Voor de caissonberekeningen is uitgegaan van een laagwatersitua-tie van NAP - 3,00 m.

Diverse belastingen

Naast de belastingen op de caisson ten gevolge van eigen gewicht, verval- en golfbelastingen wordt de caisson belast door:

1. verkeersbelasting; 2. gewicht sluitmiddelen; 3. werkbelasting (monteren e.d.). en demonteren sluitmiddelen ad 1. verkeersbelasting:

Voor de belasting op de verkeersweg wordt uitgegaan van V.O.S.B. klasse 60.

ad 2. gewicht sluitmiddelen:

De sluitmiddelen zijn via vijzeljukken op de bovenkonstruktie geplaatst. Het gewicht van de sluitmiddelen bedraagt circa 8

KHIm'.

Bij sluiting met verval- en golfbelasting ontstaat wrijving in de sponningen. De maximale jukbelasting bedraagt dan circa 3500 KN.

ad 3. werkbelasting:

Voor onderhoud en reparatie zullen de schuiven verwijderd moeten worden. De belastingen op de werkweg zijn afhankelijk van het hierbij toe te passen materieel.

Verval van Oosterschelde-zijde

Er dient bij het ontwerp rekening te worden gehouden met de situa-tie dat de schuiven niet direkt na een storm opgetrokken worden. De waterstand aan de Noordzee-zijde kan dan zodanig zijn dat er een vervalbelasting ontstaat van de Oosterscheldezijde. Voor dit belastingverval worden de volgende waterstanden gehanteerd: - Noordzee NAP-1,50 m -Oosterschelde NAP-3,00 m Het verval bedraagt dan 4.50 m.

Deze belasting wordt niet gekombineerd met een golfbelasting. Eigen gewicht

In normale toestand zijn de schuiven opgetrokken en wordt de caisson voornamelijk belast door eigen gewicht.

De grootste belasting treedt dan op bij extreem laagwater (geringe opdrijving).

In tabel 2.10 is een overzicht gegeven van de normale waterstan-den in de Oosterscheldemond. Tabel 2.10 springtij gem. tij dood tij H.W. t.o.v. NAP + 1,63 m + 1,39 m + 1,10 m L.W. t.o.v. NAP - 1,47 m - 1,37 m - 1,21 m tijversch 3,10 m 2,76 m 2,31 m 2.2.2. Belastingen in de bouwfase

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. 2. 3. 4, 5. 6. 7.

bouwfase droge bouwput; fase geïnundeerde bouwput; fase opdrijven;

fase slepen; fase afzinken;

bouwfase geplaatst caisson; afbouwlase.

De studie tijdens de voorontwerpfase is vooral gekonsentreerd op de belastingen in de definitieve toestand. De belastingen uit de ver-schillende bouwfasen zijn nog maar voorlopig geïnventariseerd. Fase droge bouwput

Tijdens het opbouwen van de caisson in de bouwput worden de be-lastingen in de opvolgende stadia gevormd door:

a. eigen gewicht;

b. belastingen ten gevolge van stortgewichten en afstempelingen van de bekistingen;

c. belastingen ten gevolge van het voorspannen van konstruktie-onderdelen. Behalve uit voorspankrachten moet ook worden gerekend met belastingen, ontstaan door het opleggen van ver-vormingen;

d. belastingen ten gevolge van het monteren van schuiven en dor-pels.