C193 Verborgen Veiligheden in Draagvermogen van funderingspalen
-
Upload
pmeulendijks108 -
Category
Documents
-
view
186 -
download
23
description
Transcript of C193 Verborgen Veiligheden in Draagvermogen van funderingspalen
Werkdocument Verborgen
Veiligheden
CUR-commissie C193
"Draagvermogen van funderingspalen"
1205445-000
© Deltares, 2012
Ruud Stoevelaar/Adam Bezuijen, Deltares
Wim Nohl/Hein Jansen/Flip Hoefsloot. Fugro
Geerhard Hannink, Gemeentewerken Rotterdam
Titel
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Opdrachtgever
CUR Gouda Project
1205445-000 Kenmerk
1205445-000-GEO-0001-
gbh
Pagina's
88
Trefwoorden
Draagvermogen, funderingspalen, Koppejan, draagkracht
Samenvatting
In Nederland wordt de berekeningsmethode voor het bepalen van het draagvermogen van
funderingspalen in de NEN-EN normen voorgeschreven. Het draagvermogen voor de
paalpunt wordt berekend op basis van sondeergegevens met de methode Koppejan (ook wel
4d-8d methode genoemd). Voor verschillende paaltypen schrijft de norm dezelfde
berekeningswijze voor, echter met toepassing van zogenaamde paalfactoren, die de invloed
van het paaltype en de wijze van installeren in rekening brengen.
Uit recent onderzoek in het kader van Delft Cluster, vastgelegd in CUR 229 (CUR 2010) en
(Van Tol, Stoevelaar et al. 2010) volgt dat de werkelijke draagkracht van de paalpunt
gemeten bij proefbelastingen op geheide palen gemiddeld 67% bedraagt van het, met de
methode Koppejan, berekende draagvermogen. Voor ondiep in de zandlaag geplaatste palen
ligt dit percentage wat hoger, voor dieper geplaatste palen ligt het percentage op 60%. Het
berekende schachtdraagvermogen blijkt wel goed overeen te komen met de gemeten
schachtwrijving. Het onderzoek is uitgevoerd op basis van een verzameling van circa 25
kwalitatief hoogwaardige proefbelastingen en omvatte zowel geprefabriceerde beton palen
als gesloten stalen buispalen.
In deze rapportage wordt ingegaan op het onderzoek naar een aantal aspecten die bijdragen
aan de verborgen veiligheid en worden aanbevelingen gedaan voor het inrichten van
vervolgonderzoek.
Versie Datum Auteur Paraaf Review Paraaf Goedkeuring Paraaf
Mei 2012 Ir. R. Stoevelaar/
Dr.ir. A. Bezuijen
Prof.ir. A.F. van Tol Ing. A.T. Aantjes
Status
definitief
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
i
Inhoud
Voorwoord 1
1 Inleiding 3
2 Achtergrond 5
3 Veiligheid 7 3.1 Inleiding 7 3.2 Inventarisatie mogelijke verborgen veiligheden 8 3.3 Windbelasting 9
4 Onderzoek in buitenland 11 4.1 Noorwegen 11 4.2 Axelsson: Metingen aan geïnstrumenteerde paal in zand 12
5 Draagkrachtverandering in de tijd 21 5.1 Resultaten quick-scan 21 5.2 Verandering van de zandeigenschappen 26 5.3 Relatie schachtwrijving-puntdraagkracht 26 5.4 De mechanismen achter set-up van de wrijving 29
5.4.1 Wateroverspanningen 29 5.4.2 Horizontale spanningen en kruip 29 5.4.3 Dilatantie en kruip 29 5.4.4 Alternatieve verklaring voor resultaten Axelsson 30 5.4.5 Samenvattende beschrijving set-up mechanisme 32
5.5 Effect wisselende belastingen 33 5.6 Empirische relaties trekcapaciteit 37 5.7 Beschikbare Nederlandse proefgegevens 38
5.7.1 Veldproeven 38 5.7.2 Centrifugeproeven 38
5.8 Aanbevelingen voor praktijk 41 5.9 Aanbevelingen voor uit te voeren proeven 43
6 Blijvende kracht aan de paalpunt 45 6.1 Inleiding 45 6.2 Metingen 45 6.3 Conclusie 48
7 Afsnuiten – limietwaarden 49 7.1 Inleiding 49 7.2 Algemene beschouwing 49 7.3 Puntweerstand 50
7.3.1 Huidige regelgeving en achtergrond 50 7.3.2 Literatuurstudie 51
7.4 Schachtwrijving 52 7.4.1 Huidige regelgeving en achtergrond 52 7.4.2 Literatuurstudie 53
ii
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
7.5 Conclusie 54
8 Verdichting door groepseffect 55 8.1 Verdichting in relatie tot qc - factor f1 55 8.2 Spanningsverhoging ondergrond - factor f2 57 8.3 Praktijkmetingen 57
8.3.1 Bouwput Oosterdokseiland Amsterdam 57 8.3.2 Bouwput HSL Ringvaartaquaduct 59 8.3.3 Westpoort Amsterdam 61
8.4 Literatuur 63 8.5 Geologie - locatie – heterogeniteit 64 8.6 Conclusie 64
9 Invloed positieve wrijving - base effect 67 9.1 Algemene beschouwing 67 9.2 Literatuur 67 9.3 Conclusie 69
10 Wijze van beproeven - invloed reactiepalen 71 10.1 Huidige regelgeving 71 10.2 Aanbevelingen 72
11 Windbelasting 73 11.1 Inleiding 73 11.2 Achtergrond 73 11.3 Aanpak 73 11.4 Beschouwd gebouw 74 11.5 Rekenmodellen 76
11.5.1 MFoundation 76 11.5.2 INTER 77
11.6 Berekeningen 78 11.6.1 MFoundation 78 11.6.2 INTER 81
11.7 Conclusies windbelasting 83
12 Conclusies 85
13 Referenties 87
Bijlage(n)
A Draaiboek vaststellen paalfactoren A-1
B Berekeningen met MFoundation B-1
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
1
Voorwoord In 2010 is CUR-publicatie 229 verschenen onder de titel “Axiaal draagvermogen van funderingspalen”. Het doel was ondermeer om: - op basis van eerder uitgevoerde proefbelastingen de betrouwbaarheid van bestaande
rekenmodellen voor de draagkracht van op druk belaste palen nader te analyseren; - een eenduidige inschaling van paalsystemen vast te stellen in de systematiek van NEN
6743 en het bepalen van de meest optimale alpha p en alpha s waarden voor de in Nederland gangbare paalsystemen.
Door gebrek aan uitgevoerde proefbelastingen zijn deze beide doelstellingen slechts ten dele gehaald (alleen voor de prefab funderingspalen). Dat betekent dat er onzekerheid blijft bestaan met betrekking tot de veiligheid van het draagvermogen. De normcommissie heeft besloten dat de alpha p en alpha s waarden die nu in de tabel van NEN 6743 staan, hun geldigheid in 2016 verliezen en dat die waarden dan met 30% worden verminderd. De sector is opgeroepen om middels proefbelastingen de werkelijke alpha p en alpha s waarden vast te stellen. Daarmee komt dan duidelijkheid en eenduidigheid ten aanzien van het draagvermogen van funderingspalen.
De praktijk van paalfunderingen in Nederland toont aan dat de huidige ontwerpregels in de
praktijk voldoen in die zin dat geen aanwijsbaar grotere zakkingen optreden dan volgens de
norm verwacht mag worden. Het feit dat in de praktijk niet regelmatig problemen ontstaan
met paalfunderingen (zoals excessieve zakkingen) betekent dat er in de gehele systematiek
een aantal verborgen veiligheden moet zitten.
Daarom heeft CUR-commissie C193 “Draagvermogen van funderingspalen” afgesproken om
een vooronderzoek uit te voeren naar de verborgen veiligheden. De thans voorliggende
rapportage geeft daarvan de resultaten.
Tijdens het vaststellen van deze rapportage was CUR-commissie C193 “Draagvermogen van
funderingspalen” als volgt samengesteld:
Ir. G. Hannink, voorzitter Gemeentewerken Rotterdam/NEN
Ing. A. Jonker, secretaris en coördinator CUR Bouw & Infra
Ir. B.J. Admiraal Namens NVAF
Dr.ir. P. van den Berg Deltares
Prof.dr. ir. A. Bezuijen Deltares
Ir. P.M.C.B.M. Cools RWS Dienst Infrastructuur
Ir. H.R.E. Dekker RWS Dienst Infrastructuur
Ing. P. Groen Namens AB-FAB
Ing. A.F. Groeneweg Namens NVAF
Ir. F.J.M. Hoefsloot Fugro GeoServices
Ir. H.L. Jansen Fugro GeoServices
Ir. P.J.C.M. de Kort Namens NVAF
Ing. H.J.C. Laurijsen Namens AB-FAB
Ir. A.J. van Seters Fugro GeoServices/NEN
Ir. R. Stoevelaar Deltares
Prof.ir. A.F. van Tol Deltares
L. Walraven Namens AB-FAB
2
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Om dit vooronderzoek mogelijk te maken werden financiële bijdragen geleverd door:
AB-FAB
Deltares
Fonds Collectief Onderzoek GWW (FCO)
Fugro GeoServices BV
Gemeenten (G4)
NVAF
RWS Dienst Infrastructuur
CURNET spreekt dank uit aan deze instanties, alsmede aan de leden van de commissie, die
de realisatie van deze rapportage mogelijk hebben gemaakt.
juni 2012
Het bestuur van CURNET
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
3
1 Inleiding
In Nederland wordt de berekeningsmethode voor het bepalen van het draagvermogen van
funderingspalen in de NEN-EN normen voorgeschreven. Het draagvermogen voor de
paalpunt wordt berekend op basis van sondeergegevens met de methode Koppejan (ook wel
4d-8d methode genoemd). Voor verschillende paaltypen schrijft de norm dezelfde
berekeningswijze voor, echter met toepassing van zogenaamde paalfactoren, die de invloed
van het paaltype en de wijze van installeren in rekening brengen.
Uit recent onderzoek in het kader van Delft Cluster, vastgelegd in CUR 229 (CUR 2010) en
(Van Tol, Stoevelaar et al. 2010) volgt dat de werkelijke draagkracht van de paalpunt
gemeten bij proefbelastingen op geheide palen gemiddeld 67% bedraagt van het, met de
methode Koppejan, berekende draagvermogen. Voor ondiep in de zandlaag geplaatste palen
ligt dit percentage wat hoger, voor dieper geplaatste palen ligt het percentage op 60%. Het
berekende schachtdraagvermogen blijkt wel goed overeen te komen met de gemeten
schachtwrijving. Het onderzoek is uitgevoerd op basis van een verzameling van circa 25
kwalitatief hoogwaardige proefbelastingen en omvatte zowel geprefabriceerde beton palen
als gesloten stalen buispalen, zie Figuur 1.1.
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.2
1.4
1.6
perfect fit
measu
red/c
alc
ula
ted
0 5 10 15 20 25
Length/Diameter in sand Figuur 1.1 Vergelijking tussen gemeten en berekende puntdraagkrachten afhankelijk van de paalpuntdiepte in het
zand (Stoevelaar, Bezuijen et al. 2011)
Voor zowel punt- en schachtwrijving geldt dat de variatie in de resultaten aanzienlijk is (30-
35%). Op de andere paaltypen (in de grond gevormde (idgg) palen) zijn onvoldoende
kwalitatief hoogwaardige proefbelastingen uitgevoerd om een zelfde analyse uit te voeren.
Voor in de grondgevormde palen is nog niet bekend of het draagvermogen bepaald uit
proefbelastingen eveneens kleiner is dan berekend met de methode Koppejan. Bovendien
hangt het draagvermogen van dit type paal veel meer af van de wijze van installatie dan bij
de geprefabriceerde palen.
4
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Een andere uitkomst van het Delft Cluster/CUR onderzoek is het feit dat de spreiding in de
resultaten erg groot is. De gemiddelde waarde van p voor de prefab palen bedroeg dus 0,67.
De praktijk van paalfunderingen in Nederland toont aan dat de huidige ontwerpregels in de
praktijk voldoen in die zin dat geen aanwijsbaar grotere zakkingen optreden dan volgens de
norm verwacht mag worden. Het feit dat in de praktijk niet regelmatig problemen ontstaan
met paalfunderingen (zoals excessieve zakkingen) betekent dat er in de gehele systematiek
een aantal verborgen veiligheden moet zitten. De veiligheid kan lager zijn dan voorzien bij het
opstellen van de normen. Door vaststellen van de werkelijke veiligheid van de Nederlandse
paalfunderingen voor 2015 kan een jaarlijks terugkerende post meerkosten door lagere
paalfactoren van naar schatting tientallen M€ - worden voorkomen.
Voor in de grondgevormde palen zijn paalfactoren in het verleden toegekend zonder veel
experimentele verificatie en het is nodig om ook voor deze palen na te gaan of lagere
factoren voorkomen. Daarnaast wordt de kwaliteit van de paalschacht regelmatig als
problematisch ervaren. In het kader van Geo-Impuls wordt daarom onderzoek gedaan naar
detectiemethoden om onvoldoende kwaliteit van de paalschacht te detecteren.
Vanwege bovengenoemde problemen is door Deltares voorgesteld een
onderzoeksprogramma uit te voeren, zie het hoofdstuk Achtergrond. In het hier
gerapporteerde vooronderzoek is vastgesteld welke mechanismen een rol spelen bij het
genereren van draagkracht; de verborgen veiligheden zullen aan één of meerdere
mechanismen zijn gekoppeld.
Dit vooronderzoek richt zich enerzijds op het identificeren van verborgen veiligheden en te
onderzoeken of het kwantificeren daarvan een aanzienlijke vermindering van de dreigende
meerkosten zal kunnen betekenen. Anderzijds richt dit vooronderzoek zich op het formuleren
van een goed doortimmerd, door de sector en opdrachtgevers gedragen, onderzoeksvoorstel
dat leidt tot beantwoording van de onderzoeksvragen. In dit voorstel zal ook de vorming van
een consortium en de route voor financiering worden uitgezet.
In deze rapportage wordt ingegaan op het onderzoek naar een aantal aspecten die bijdragen
aan de verborgen veiligheid en worden aanbevelingen gedaan voor het inrichten van
vervolgonderzoek.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
5
2 Achtergrond
Na het uitkomen van het CUR/Delft Cluster rapport (CUR 2010) heeft de NEN commissie
besloten om de conclusies van dat rapport niet met onmiddellijke ingang te vertalen tot een
gewijzigde NEN-norm (Hannink et al., 2011). Men heeft een draaiboek opgesteld hoe de te
komen tot een gewijzigde norm per 1 januari 2016. Dit draaiboek is weergegeven in Appendix
A van dit rapport.
Het genoemde draaiboek volgend is vanuit de CUR initiatief genomen om met diverse
belanghebbenden te gaan praten. Ook is er een onderzoeksvoorstel bij Geo-Impuls
ingediend. Dit onderzoekvoorstel gaat over de volgende vraagstelling. 1. Wat is de verborgen veiligheid in de berekeningsmethodiek die maakt dat er in de
praktijk weinig problemen met de draagkracht van paalfunderingen zijn? 2. Welke tijdschalen spelen hierbij een rol (tijdens het wegdrukken/ in de grond vormen)
in de periode vóór belasting en gedurende de belasting, statisch (gewicht) en dynamisch (trillingen door wind etc.)?
3. Wat is de bron van de (grote) variatiecoëfficiënt van 35%? Wat zijn de invloeden van heterogeniteit in de grond, van modelonzekerheid, van installatie-effecten?
4. Welke procedure voor proefbelasting van palen is de aangewezen methode in het licht van de resultaten van (3). Welk onderzoek is nodig om een generieke aanpak met paalfactoren mogelijk te maken?
5. Welke eisen kunnen en moeten aan de uitvoering (van met name idgg palen) gesteld worden?
Het onderzoeksvoorstel moet leiden tot: 1. een gedragen inzicht in de mechanismen die een rol spelen bij het genereren van
draagkracht door funderingspalen, voor zowel grondverdringende als in de grond gevormde palen;
2. Aanpassen van de generieke methode om op basis van sondeergegevens de verwachte draagkracht van een paalfundering te berekenen;
3. een procedure om aan nieuwe of afwijkende paaltypen eenmalig of generiek een paalfactor toe te kennen die, anders dan tot nu toe, in rekening brengt de gevonden lagere paalfactoren;
4. omdat het draagvermogen van de, in de grond gevormde palen mede bepaald wordt door de uitvoering zal het noodzakelijk zijn ook de uitvoering van dit soort systemen vast te leggen. Dat betekent dat een certificeringsysteem gekoppeld aan de draagvermogenfactoren noodzakelijk is om de werkelijke veiligheid van dit soort systemen te kunnen bepalen. Zie ook het Draaiboek in Bijlage A.
Vanuit Geo-Impuls is financiering gekomen voor het vooronderzoek zoals aangegeven in het onderzoeksvoorstel. Dit rapport behandelt de resultaten van het vooronderzoek, waarbij diverse mechanismen nader zijn beschouwd. Uit de analyse zijn een tweetal mechanismen naar voren gekomen die nader onderzoek verdienen en bijdragen aan de punten 1 en 2 hierboven. Het gaat om twee onderwerpen die nog niet in de ontwerpregels voor drukpalen zijn verwerkt: toename van de draagkracht in de tijd en verdichting door groepswerking. In het buitenland is op gebied van de punten 1 en 2 belangrijk onderzoek uitgevoerd; hieraan wordt aandacht gegeven in H4.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
7
3 Veiligheid
3.1 Inleiding
Het veiligheidsniveau van een constructie (deel) kan theoretisch worden vastgelegd in de
kans op bezwijken gedurende een relevante tijdsperiode. In plaats van te werken met de
kans op bezwijken, wordt bij de ontwikkeling van technische voorschriften tegenwoordig
gebruik gemaakt van de betrouwbaarheidsindex β. Deze betrouwbaarheidsindex β staat in
een directe relatie tot de kans op bezwijken (P) van de constructie of een onderdeel daarvan:
β = 1,0 P = 0,16
β = 2,0 P = 0,023
β = 3,0 P = 0,0013
β = 4,0 P = 0,000032
Tabel 3.1 De grootte van de betrouwbaarheidsindex β als functie van de kans op bezwijken P
In de Eurocodes wordt aan de lidstaten de keuze gelaten om al dan niet een probabilistische
berekening onder gespecificeerde omstandigheden toe te staan. De probabilistische methode
werd in Nederland in de afgelopen decennia al erkend als de formele basis voor het
ontwerpen en zal dat ook in de toekomst blijven. Toch zal in de praktijk hier meestal geen
direct gebruik van worden gemaakt, omdat dit te bewerkelijk is en bijzondere kennis vereist.
De praktische methode om het gewenste veiligheidsniveau vast te stellen loopt via een juiste
keuze van de volgende (gekalibreerde) grootheden: - de gevolgklasse waarin het bouwwerk valt; - de voorgeschreven karakteristieke belastingen; - de voorgeschreven belastingsfactoren γf en combinatiefactoren ψ; - de genormeerde rekenregels en materiaaleigenschappen; - de voorgeschreven materiaalfactor γm.
Het huidige veiligheidsniveau voor funderingspalen, waarvan de draagkracht is berekend op
basis van de NEN-EN normen, wordt opgebouwd uit een belasting factor (ongeveer 1,35 a
1,5), een materiaal factor (1,2) en een statistische factor die de marge tussen de
karakteristieke en de gemiddelde waarde in rekening brengt en dus een maat is voor de
spreiding van de draagkracht van een funderingspaal, zowel ten gevolge van variaties in
bodemopbouw en -sterkte (de conusweerstand, gemeten met een sondering) als door
spreiding in het model. De grootte van de factor is afhankelijk van het aantal sonderingen
(en niet van het aantal palen zoals voorheen in NEN 6743-1) en varieert van 1,1 tot 1,4. Bij
het vaststelen van de grootte van deze factor is uitgegaan van een totale variatie coëfficiënt
van 12 %, waarin dus zowel bodemonzekerheid als modelonzekerheid moet zitten.
8
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
3.2 Inventarisatie mogelijke verborgen veiligheden
Voor deze eerste fase is bijna uitsluitend gebruik gemaakt van de internationale literatuur.
Hieruit zijn de volgende mogelijke verborgen veiligheden naar boven gekomen:
1. Verbetering van de draagkracht in de tijd
Gebleken is dat het draagvermogen van een geprefabriceerde geheide paal in de tijd
toeneemt. Hierover is vrij veel literatuur beschikbaar (zie Hoofdstuk 3). Wel blijkt dat
het tijdseffect zeer wisselend kan zijn, o.a. afhankelijk van de zandsoort. In deze
studie is daarom niet alleen het tijdseffect bestudeerd, maar is ook onderzocht welke
mechanismen worden genoemd die dit tijdeffect bepalen.
2. Restspanningen in paal
De restspanningen door het installatieproces kunnen een verstoring geven van de
analyse van de resultaten van een proefbelasting. Het effect is belangrijk bij lange
palen en grote grondstijfheid. De terugvering van de paal, na installatie levert een
neerwaarts gerichte wrijving op de paalschacht en daardoor een voorspanning van de
paalpunt. Bij de splitsing van de aan de paalkop gemeten kracht in het aandeel
paalpunt en paalschacht wordt het aandeel paalpunt met de waarde van de
restkracht onderschat en het aandeel van de schachtwrijving wordt dan met dezelfde
waarde overschat.
3. Afsnuiten – limietwaarden
Het empirische model betreft een relatie met de conusweerstand voor de
schachtwrijving en voor de draagkracht van de paalpunt. De resultaten van de
berekeningen gaan niet boven de limietwaarden uit omdat er geen proefbelastingen
zouden zijn die hogere waarden rechtvaardigen.
4. Groepseffecten
Tijdens proefbelastingen wordt vaak een alleenstaande paal belast. De fundering van
een gebouw of kunstwerk bestaat over het algemeen uit een aantal palen relatief
dicht bij elkaar. Hierdoor wordt de grond verdicht en zal de draagkracht van de palen
toenemen ten opzichte van de enkele paal.
5. Invloed positieve wrijving – base effect
Een hoge schachtwrijving geeft bij grondverdringende palen een opspanning van de
grond onder de paalpunt. Dit is een koppelingseffect tussen schachtwrijving en
puntdraagkracht.
6. Wijze van beproeven – invloed reactiepalen
Bij toepassen van reactiepalen zal bij de hogere belastingstappen tijdens een
proefbelasting een vermindering van de verticale korrelspanning. De ontspanning is
afhankelijk van de afstand tot de proefpaal en dit effect levert een onbedoelde
reductie van de gemeten draagkracht.
7. Windbelasting
Zeker voor hogere gebouwen is windbelasting een belangrijk ontwerp
randvoorwaarde. Deze wordt meegenomen als een statische belasting. In
werkelijkheid is dit een sterk wisselende belasting ook in een storm. De
ontwerpbelasting op de fundering, veroorzaakt door windbelasting, zal daarom maar
over een heel korte tijd bestaan. Door dynamische effecten is het mogelijk dat de
werkelijke belasting op de palen lager is dan wat nu wordt aangenomen. Ook zal de
fundering voor dergelijke kortdurende belastingen vaak sterker zijn dan voor
langdurige belastingen.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
9
3.3 Windbelasting
De belastings- en materiaalfactoren zijn in beginsel zodanig gekozen dat daarmee het
veiligheidsniveau, uitgedrukt in β, wordt behaald dat hoort bij de betreffende gevolgklasse.
Voor een normaal bouwwerk is de waarde van β volgens bijlage B van NEN-EN 1990, gelijk
aan 3,8 voor de ontwerplevensduur van 50 jaar. Als aanvulling hierop wordt er in Nederland
van uitgegaan dat in gevallen waar wind maatgevend is, dit niveau niet wordt gehaald. In die
gevallen wordt een lagere waarde gehanteerd. Een soortgelijke situatie was overigens ook bij
de NEN 6700-serie het geval.
Voor nieuwbouw levert tabel B2 van NEN-EN 1990 de waarden voor β op die zijn vermeld in
de voorlaatste kolom van Tabel 2. Uit bijlage C van de Nationale Bijlage bij NEN-EN 1990
blijkt dat voor situaties waarbij de windbelasting dominant is, een lagere waarde beter
aansluit bij de realiteit. Deze waarden zijn opgenomen in de laatste kolom.
Gevolg-
klasse
Gevolgen van bezwijken Windbelasting niet
maatgevend
Windbelasting
maatgevend Kans op
levensgevaar
Kans op
economische
schade
CC1
CC2
CC3
uitgesloten/klein
aanzienlijk
zeer groot
Klein
aanzienlijk
zeer groot
βn = 3,3
βn = 3,8
βn = 4,3
βn = 2,3
βn = 2,8
βn = 3,3
Tabel 3.2 De betrouwbaarheidsindex β voor nieuwbouw voor de ontwerplevensduur
De waarden in de tabel zijn opgesteld uitgaande van een ontwerplevensduur van 50 jaar.
Indien uitsluitend economische motieven in het spel zijn, is het rationeel deze waarden ook te
hanteren bij een kortere periode. Gerekend voor een tijdseenheid van bijvoorbeeld een jaar
wordt dan de faalkans daardoor groter. Dit is verdedigbaar, omdat de investering in veiligheid
economisch meer rendement oplevert als men er langer van kan profiteren.
In verband met menselijke veiligheid is echter een constante kans per jaar rationeler,
ongeacht de ontwerplevensduur van de constructie. De β wordt daarmee hoger bij kortere
ontwerplevensduren. Dit geeft dus een grens aan de verlaging van de periode waarbij men
de betrouwbaarheidsindex β constant kan houden.
Uitgangspunten voor het criterium van de menselijke veiligheid zijn maximaal toelaatbare
faalkansen van 10-2
, 3.10-4
en 3.10-5
per jaar voor respectievelijk de gevolgklassen CC1, CC2
en CC3. Dit leidt (bij benadering) tot de volgende waarden voor β als functie van de
beschouwde periode t (in jaren):
βn = 2,3 – 1,10 log t (gevolgklasse CC1)
βn = 3,4 – 0,75 log t (gevolgklasse CC2)
βn = 4,0 – 0,60 log t (gevolgklasse CC3)
10
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Voor gevolgklasse CC1 is het criterium van de menselijke veiligheid bij nieuwbouw nooit
maatgevend. Voor de gevolgklassen CC2 en CC3 kan het maatgevend zijn voor wind (de
laatste kolom van Tabel 2). In de Nationale Bijlage bij NEN-EN 1990 is dit opgelost door voor
de gevolgklasse CC2 en CC3 los van de ontwerplevensduur ten behoeve van de
constructieve veiligheid een zogenaamde referentieperiode in te voeren, waarmee de
rekenwaarden voor belastingen en sterkte moeten worden bepaald. De referentieperioden
voor deze klassen zijn minimaal 15 jaar. Via vergelijking (2) volgt dan β = 2,5, waardoor de
waarde van 2,8 uit Tabel 2 voldoet. Via vergelijking (3) volgt β = 3,3, hetgeen precies gelijk is
aan de waarde in Tabel 2. Ook dat geval is dus op orde.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
11
4 Onderzoek in buitenland
In de literatuur worden een aantal onderzoeken beschreven waarbij de verbetering van de
draagkracht in de tijd (set-up) is onderzocht. Hier worden er twee van die onderzoeken wat
meer in detail beschreven. Het eerste omdat dit nog een lopend onderzoek is, het tweede
omdat dit promotieonderzoek meer details geeft dan gemiddeld. In de volgende hoofdstukken
zullen ook andere buitenlandse onderzoeken aan de orde komen, maar minder uitgebreid.
4.1 Noorwegen
In Noorwegen is in 2006 (Lied 2010) een langlopend project gestart om het tijdseffect in
praktische ontwerpprocedures te beschrijven. Er worden proefbelastingen op open stalen
buispalen uitgevoerd op verschillende tijdstippen na plaatsen van de palen. Het onderzoek is
opgezet als Joint Industry Project en onbekend is wanneer de resultaten beschikbaar komen,
maar zeker niet voor het gehele project is afgerond. Het uitgangspunt bij dit onderzoek
(gebaseerd op eerdere NGI testprogramma’s in 1990-1990) is dat het tijdseffect in het
paalpuntdraagvermogen gering is en dit voornamelijk optreedt in de vorm van een toename
van de schachtwrijving. Daarom worden in dit onderzoek de palen op trek belast, zodat alleen
de invloed van de schachtwrijving wordt meegenomen (zie Figuur 4.1 ).
Figuur 4.1 Noors onderzoek: belasting frame voor belasten op trek
De proeven worden uitgevoerd op 5 verschillende locaties met verschillende grondsoorten,
zie Tabel 4.1 .
Tabel 4.1 Noors onderzoek: Beproefde grondsoorten in Noors onderzoek
12
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Het toegepaste belastingprogramma is weergegeven in Tabel 4.2 , daarbij worden de
palen op verschillende tijdstippen na installeren beproefd, waarbij herhaalde proeven worden
uitgevoerd en een paal wordt in één geval, Pile 6, na belasten onder een permanente last
gehouden die 60% is van de bezwijk (trek)last.
Tabel 4.2 Noors onderzoek: Belastingprogramma
Uit persoonlijke contacten is gebleken dat dit onderzoek nog niet is afgerond, maar dat
inderdaad een verschil is gevonden tussen een paal die direct na installatie is getest en palen
die pas na enige tijd werden belast en dat herhaalde belastingproeven op dezelfde paal tot
lage schachtwrijving leiden. Kwantitatieve gegevens ontbreken echter.
Het NGI-onderzoek levert belangrijke kennis over de toename van de draagkracht van open
stalen buispalen. In het vervolgonderzoek zal worden getracht aansluiting bij dit onderzoek te
krijgen door uitwisseling van resultaten.
4.2 Axelsson: Metingen aan geïnstrumenteerde paal in zand
Een belangrijke vraag bij onderzoek naar de verbetering van de draagkracht van drukpalen is
of er ook effect voor de paalpunt kan worden verwacht. Aan de Universiteit van Stockholm
(Axelsson 2000) is gedetailleerd onderzoek uitgevoerd op geïnstrumenteerde drukpalen. In
een eerste serie proeven zijn een tweetal prefab betonpalen voorzien van gronddrukdozen op
de paalschacht op verschillende afstanden van de paalpunt. In tweede instantie is een prefab
paal toegepast met ook een drukdoos in de paalpunt.
Het bijbehorende sondeerprofiel is gegeven in Figuur 4.2 .
Het terrein is gekozen omdat uit eerdere proeven bekend was dat er een sterk tijdseffect was
gemeten.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
13
Figuur 4.2 Sondeergegevens proeven Axelsson, CPT1. (qc en fc zijn niet gecorrigeerd voor waterspanningen)
Bij de eerste serie proeven zijn dynamische proefbelastingen uitgevoerd op diverse
tijdstippen na installeren. Het schachtdraagvermogen bleek toe te nemen met de logaritme
van de tijd. Op grond van de gemeten gronddrukken werd geconcludeerd dat er een
duidelijke boogwerking optrad na heien van de paal en dat deze boogwerking afnam in de
tijd, wat leidde tot toename van de horizontale gronddruk. De horizontale gronddruk nam toe
met de diepte en was dus afhankelijk van de verticale spanning. De toename van de wrijving
was te groot om alleen door kruip en toename van de horizontale spanningen te verklaren.
De toename van de dilatantie is opgegeven als een belangrijk effect. Hier zijn overigens
vraagtekens bij te plaatsen, zie hoofdstuk 4.5.4.
In een tweede serie proeven is met statische proefbelastingen is de feitelijke toename van de
gronddruk tijdens de proef zelf onderzocht en kon de toename van de gronddruk tussen de
proeftijdstippen worden gevolgd. De geïnstrumenteerde prefab betonpaal (paal D), vierkant
0,235 m, was voorzien van een gronddrukdoos aan de paalpunt (TC) en gronddrukdozen
(D1 t.m. D5) langs de paalschacht. Tevens zijn op drie plaatsen piëzometers op de
paalschacht aangebracht (P1, P2 en P4). Zie Figuur 4.3.
14
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 4.3 Paal D; prefab beton, schachtafmeting 0,235 m, paalpuntniveau -12,8 m
Op deze paal zijn herhaalde proefbelastingen uitgevoerd op verschillende tijdstippen na het
heien van de paal: 5 dagen na plaatsing is de eerste statische proef uitgevoerd. Daarna is de
paal 0,2 m verder geheid en direct weer proefbelast (t=0 EOD).
Figuur 4.4 Proevenschema paal D en impressie van de proefopstelling
De reactiepalen zijn als schoorpalen uitgevoerd. Op paalpuntniveau was de afstand tussen
de proefpaal en de reactiepalen 5 m. Ter plaatse van de paalkop is deze 1 m. De
reactiepalen hebben een paalpuntniveau van -11,8 m.
In Figuur 4.5 zijn de resultaten van de proeven weergegeven in de vorm van kopzakkings-
grafieken. Dit geeft een consistent beeld van de toename van de draagkracht in de tijd. Het
blijkt de proef na doorheien een lagere draagkracht laat zien in vergelijking met de
maagdelijke proef na 5 dagen. De volgende proef, 8 dagen na doorheien, komt nagenoeg
overeen met de maagdelijke proef. Zie ook Figuur 4.6.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
15
Figuur 4.5 Paal D; kopverplaatsingsgrafieken, static tests Axelsson (2000)
Figuur 4.6 Toename draagkracht in de tijd (Davisson criterium)
De resultaten van de metingen met de drukdozen tijdens de proefbelasting zijn weergegeven
in Figuur 4.7 en Figuur 4.8.
16
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 4.7 D1 (nabij paalpunt): Toename van effectieve horizontale spanning tegen paalkopverplaatsing tijdens
belasten
Figuur 4.8 D5 (nabij de paalkop): Toename van effectieve horizontale spanning tegen paalkopverplaatsing tijdens
belasten
Met behulp van de drukdozen in de paalschacht kan de gemiddelde maximale horizontale
spanning tijdens bezwijken worden afgeleid, zie Figuur 4.9. Ook hier wordt weer een lineaire
afhankelijkheid gevonden tegen de logaritme van de tijd. Opmerkellijk is dat de beide ‘virgin’
testen juist een lagere horizontale spanning vertonen. Hier was de paal nog wat minder diep
de grond in geslagen (0,2 m).
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
17
Figuur 4.9 Axelsson (2000): toename van de gemiddelde horizontale effectieve spanning bij bezwijken
Voor de paalpunt zijn de waarnemingen weergegeven in Figuur 4.10 en Figuur 4.11. Uit deze
metingen blijkt dat toch ook de paalpuntweerstand wat toeneemt.
Voor palen die een belangrijk deel van hun draagvermogen halen uit de puntweerstand is
deze toename niet verwaarloosbaar. Wel moet opgemerkt worden dat de toename met name
gemeten wordt korte tijd na het inbrengen. De lange termijn (22 maanden) meetpunten lijken
minder toe te nemen dan te verwachten is volgens de regressielijnen in Figuur 4.11.
Figuur 4.10 Gemeten kracht aan de paalpunt bij de verschillende proeven
18
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
toe
resis
tance
(MP
a)
1 10 100
time (days)
davisson criterion
ulitmate bearing cap.
A=0.13
A=0.075
Figuur 4.11 Puntdraagkracht als functievan de tijd, Davissonbezwijkcriterium en 10%-bezwijkcriterium (ultimate
bearing cap.)
Ook wanneer de paal niet wordt belast is er een toename van de horizontale spanning op de
paal, zie Tabel 4.3 , al is deze toename beperkt in vergelijking met de toename
gedurende belasting die hierboven is behandeld. Deze toename wordt voor een klein
gedeelte veroorzaakt door spanningsrelaxatie (wanneer de paal niet wordt belast neemt naar
verloop van tijd de boogwerking wat af en komt er meer belasting op de paal), zie Figuur 4.5.
Een belangrijke toename van de horizontale belasting blijkt echter veroorzaakt te worden
door de voorafgaande belastingsproeven. Dit zou kunnen betekenen dat bij een ‘virgin’
belasting de horizontale spanning lager is en dus ook de set-up lager. Dit is echter niet
aangetoond.
Tabel 4.3 Toename van de horizontale spanning in rust (paal niet belast)
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
19
Uit de metingen wordt de conclusie getrokken dat de set-up kan worden verdeeld in drie
onderdelen:
1. Een toename van σh;gem door ageing. Toename van 20 kPa (van 23 kPa naar 43 kPa,
voor 10% bezwijkcriterium).
2. Een toename van σh;gem door spanningsrelaxatie. Toename van 6,3 kPa in 667
dagen.
3. Een toename van σh;gem door voorgaande proefbelastingen. Toename van 5,3 kPa in
667 dagen
Bij verwaarlozing van het 3e effect als gevolg van de wijze van testen (herhaalde testen) kan
worden geconcludeerd dat circa 75% van de verbetering van de draagkracht wordt
veroorzaakt door ageing en circa 25% door spanningsrelaxatie, waarbij het overigens de
vraag is of deze niet meer met elkaar te maken hebben dan Axelsson (2000) suggereert.
Er is en wordt belangrijk buitenlands praktijkonderzoek uitgevoerd naar de verbetering van de
draagkracht in de tijd. In Noorwegen, voor open stalen buispalen, en beperkter in Zweden,
voor grondverdringende geheide palen is een positief tijdseffect aangetoond.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
21
5 Draagkrachtverandering in de tijd
5.1 Resultaten quick-scan
In vele publicaties wordt onderscheid gemaakt in veranderingen in de draagkracht op korte
termijn en op lange termijn. Wateroverspanningen en het dissipatieproces is voor de kortere
termijn belangrijk en voor de iets langere termijn voor palen in klei. Voor de langere termijn
voor palen in zand zijn daarnaast twee andere factoren belangrijk (Axelsson 2000):
horizontale kruip door relaxatie en daardoor een verhoging van de horizontale
korrelspanningen op de paalschacht;
toename van de stijfheid en belemmerde dilatantie door ageing.
Hierbij worden de volgende definities gehanteerd:
Relaxatie: een afname van de spanning bij een gelijk blijvende deformatie;
Kruip: een doorgaande vervorming onder gelijkblijvende spanningssituatie;
Ageing: een verandering van grondeigenschappen veroorzaakt door wrijving,
mechanische of chemische effecten; bij een constante effectieve spanning.
In de aflopen tientallen jaren is een toename van de draagkracht vastgesteld voor geheide
palen in zand en klei (Yan.W.M.&Yuen.K.V. 2010). Dit fenomeen wordt in de geotechnische
wereld aangeduid met de term set-up. Voor deze toename van de draagkracht zijn in de
literatuur eenvoudige relaties gegeven met verschillende parameters voor zand en klei.
Op dit onderwerp zijn een drietal promotieonderzoeken uitgevoerd (Baxter 1999), (Axelsson
2000) (reeds beschreven) en (Augustesen 2006).
Baxter heeft laboratoriumonderzoek uitgevoerd op drie soorten zand. Veranderingen in
schuifstijfheid bij kleine rekken en neerslag van mineralen vertaalden zicht niet in meetbare
effecten met een miniconus in de monsters. Axelsson heeft waardevolle in situ metingen
uitgevoerd op geïnstrumenteerde palen in relatief los gepakt zand. Augustesen heeft alleen
het gedrag van palen in klei geanalyseerd. Tot dit moment geven de herhaalde statische
proefbelastingen door Axelsson de belangrijkste detailinformatie over het mechanisme van
set-up voor palen in zand.
Opmerkelijk is dat de gevonden literatuur zeker niet eenduidig dezelfde richting op wijst. Dit
wordt ook erkend, zoals blijkt uit een citaat van Baxter & Mitchell (Baxter 2004).
“The findings of this study with respect to penetration resistance are generally consistent with
laboratory tests performed by (Human 1992) and at least two field studies ((Jefferies 1988);
(Human 1992)). However, the results are in direct contrast to laboratory studies performed by
(Dowding 1968) en (Joshi 1995) and numerous examples of ageing effects reported in the
field”.
Deze constatering betekent dus dat de resultaten van deze literatuurstudie nooit meer
kunnen zijn dan voorlopige resultaten.
Komurka (Komurka.V.E.&Wagner.A.B. 2003) suggereert dat het mechanisme kan worden
verdeeld in 3 fasen, waarbij de duur van elke fase wordt bepaald door de grond- en
22
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
paaleigenschappen. De duur van eerste fase varieert van enkele uren voor zand tot enkele
dagen voor klei. Daarbij zijn de eerste twee fasen wel en de laatste fase niet afhankelijk van
het korrelspanningsniveau:
logaritmisch niet-lineair afnemende wateroverspanningen;
logaritmisch lineair afnemende wateroverspanningen;
ageing, onafhankelijk van verandering van de korrelspanningen;
Opmerkelijk is dat Komurka geen kruip noemt als mogelijk mechanisme dat leidt tot
set-up.
De meest gangbare relatie is een model dat een lineair verband geeft op een log t schaal
(Skov and Denver 1988):
0
100 log.1.t
tAQQt
(1)
Waarin:
Qt is de paalcapaciteit op tijdstip t
Q0 is de paalcapaciteit op t0 waarbij de toename van de capaciteit lineair wordt met de
logaritme van de tijd.
A is een functie van de grondsoort
t0 is de tijd voor Q0
De modelparameters zijn daarbij als volgt:
Later pasten zij de formulering aan, hetgeen neerkomt op de keuze van t0 = 0,1:
)log1.(1. 100 tBQQt
(2)
Een wat minder gelukkige keuze, omdat nu de formule dimensieafhankelijk wordt.
Voor het totale draagvermogen van palen in zand vinden Yan et al. (Yan.W.M.&Yuen.K.V.
2010) op grond van een statistische analyse (83 palen) een B-waarde van 0,232. Het 90%-
interval voor B is tussen 0,213 en 0,251, bij de gevonden standaard deviatie van 0,0115. De
database is samengesteld uit literatuurgegevens van geheide betonnen en stalen palen met
verschillende vormen en houten palen. De draagkrachtbepaling is gebaseerd op dynamische
of statische proefbelastingen.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
23
Oulapour (M.Oulapour&E.Ghayyem&S.SahahabYasrobi 2009) evalueert de eerst genoemde
logaritmische relatie aan de hand van een aantal cases voor zand. De snelheid van de
sterkteontwikkeling blijkt op logaritmische schaal geen constante, maar deze is afhankelijk
van de tijd na installatie. Zij berekenen voor elk meetpunt de A en t0. Dat geeft nogal grote
variaties. Van de door Oulapour et al. genoemde proeven zijn er twee gekozen Axelsson B
(2002) en Bullock et al. (2005). Wanneer echter A wordt bepaald aan de hand van niet-
lineaire regressie blijkt er toch een rechte lijn te volgen die redelijk goed door de meetpunten
loopt, zie Figuur 5.1 en Figuur 5.2 . Wel blijkt de waarde van de parameters A in beide
proeven behoorlijk verschillend. Ook lijkt na ongeveer 100 dagen de kromme minder steil op
te lopen dan volgens Vergelijking (1) wordt voorspeld. In deze berekeningen is t0 op 1 dag
gezet. Bij een andere keuze voor t0 volgt er een andere A, maar wordt eenzelfde rechte lijn
gevonden.
0
250
500
750
1,000
1,250
1,500
1,750
2,000
2,250
2,500
ca
pacity
(kN
)
1 10 100 1,000
time (days)
Bullock et al. 2005
Q = 1689 kN0
A = 0.155
t = 1 day0
Figuur 5.1 Metingen van Bullock et al. 2005 gefit met vergelijking (1)
0
200
400
600
800
1,000
1,200
1,400
1,600
1,800
Ca
pacity
(kN
)
10-2 10-1 100 101 102
time (days)
Axelsson B, 2002
Q = 989 kN0
A = 0.374
t = 1 day0
Figuur 5.2 Metingen van Axelsson, 2002, gefit met vergelijking (1)
Het set-up-verschijnsel komt voor bij praktisch alle typen geheide palen
(Komurka.V.E.&Wagner.A.B. 2003); bij behandelde en onbehandelde houten palen, H-palen,
open en gesloten stalen palen en prefab betonpalen. Zij stellen dat de set-up lager is bij
grotere paaldiameter. Ook Axelsson (Axelsson 2000) maakt hiervan melding.
Alewneh (Alewneh 2009) onderbouwt de diameterafhankelijkheid aan de hand van een
inventarisatie van proefbelastingen (statisch en dynamisch). De database is samengesteld uit
literatuurgegevens en die bestaat uit open en gesloten stalen buispalen, H-palen,
24
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
prefabpalen, en een enkele houten paal. De toename van het trekdraagvermogen is hier
gepresenteerd als het trekdraagvermogen na 15 dagen (Qt)15. Onduidelijk is wat precies Qso
is, waarschijnlijk het trekdraagvermogen naar 1 dag. (de hier gerapporteerde waarden zijn
wel erg hoog in vergelijking met resultaten genoemd in andere publicaties.
Figuur 5.3 Toename van de schachtcapaciteit als functie van de paaldiameter
Voor de in Figuur 5.1 en Figuur 5.2 geanalyseerde proeven is de (Qs)15/Qso respectievelijk
1,3 en 2,5. Dit zou kunnen zitten in het verschil in paaldiameter. Beide proeven zijn
uitgevoerd op vierkante palen. Bij Bullock was de breedte 0,516 m, bij Axelsson 0,235 m. De
in deze proeven gevonden set-up waarden zijn dan nog relatief klein ten opzichte van de
waarden getoond in Figuur 5.3 .
Axelsson (Axelsson 2000), zie hiervoor, heeft met een geïnstrumenteerde paal vastgesteld,
bij verwaarlozing van het verstorende effect door de wijze van testen (herhaalde testen), dat
circa 75% van de verbetering van de draagkracht wordt veroorzaakt door ageing en circa
25% door spanningsrelaxatie (en daarmee een hogere horizontale korrelspanning). De paal
was voorzien van drukdozen in de paalschacht en in de paalpunt. Voor de paalpunt is een
beperkte toename van het draagvermogen waargenomen.
Hierbij moet worden opgemerkt dat de mechanismen die een rol spelen bij spannings-
relaxatie en ageing door Axelsson alleen kwalitatief worden beschreven. Het is niet
onmogelijk dat een kleine toename in de horizontale spanning tijdens het trekken van palen
juist het verschil maakt tussen een paal die eenvoudig omhoog wordt getrokken of een paal
die min of meer ‘geklemd’ wordt in het zand.
De tegenstrijdige meetresultaten geven aan dat nog niet alle mechanismen zijn begrepen en
deze literatuurstudie dus noodzakelijkerwijs ‘open einden’ moet bevatten. Wel komt er een
beeld naar voren waarover de meeste auteurs het eens zijn.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
25
Dit bevat de volgende elementen:
De paalpuntcapaciteit verandert nauwelijks in de tijd (Axelsson 2000); (Bullock 2005);
De schachtwrijving neemt toe in de tijd. De toename is lineair met de logaritme van de
tijd. Een 10 keer langere tijdsduur geeft een toename van 20% of meer;
De schachtwrijving neemt toe doordat de horizontale spanning toeneemt en het zand
rondom de paal meer wil dilateren.
Axelsson (Axelsson 2000) geeft aan de volgende acht factoren van invloed kunnen zijn bij het
voorspellen van set-up op een specifiek terrein:
1 Relatieve dichtheid en stijfheid van de grond. Deze eigenschappen hebben belangrijke
invloed door de hogere horizontale spanningen die bij hogere stijfheid worden opwekt
bij belasten; dit door het effect van belemmerde dilatantie. Dit is uitgebreid onderzocht
door (Sobolewsky 1995);
2 Korrelverdeling. (Astedt 1994) heeft bij diverse projecten waargenomen dat de set-up bij
siltig zand duidelijk hoger is dan bij grover zand. Dit kan het gevolg zijn van het hogere
interactie potentieel, wat ook bij goed gegradeerde zanden kan worden verwacht;
3 De korrelsterkte. Deze heeft direct effect op het niveau van belemmerde dilatantie. Het
effect van brekende korrels neemt toe met de diameter door grotere contactspanningen;
4 Korrelstructuur en vorm. Dit is van invloed op de haakweerstand tussen de korrels en
dus de dilatantie. Hoekige korrels geven een grotere set-up;
5 Vochtgehalte van de grond. Een toename van het vochtgehalte geeft een reductie van
de dilatantie. Dit wordt ondersteund oor de proeven van (Svinkin et al. 1994), waarbij
zeer hoge set-up is waargenomen bij projecten in onverzadigd zand. Dit kan mogelijk
worden veroorzaakt door de hogere effectieve spanningen en daardoor leiden tot een
versnelde afbraak van de boogwerking. (Chow & Jardine 1997) geven aan dat juist een
wisselende waterstand leidt tot meer set-up;
6 De concentratie zout, silica en andere verontreinigingen. (Joshi 1995) en anderen
hebben dit geconstateerd. Oplossen van deze stoffen kan leiden tot toename van
dilatantie. Dit wordt, zoals eerder genoemd, tegen gesproken door (Baxter & Mitchell
2004);
7 Spanningsniveau. De spanningsrelaxatie blijkt sterk toe te nemen met de diepte bij een
eerste serie proeven, bij de latere proeven nam de spanningsrelaxatie echter af met de
diepte;
8 Installatieproces, in samenhang met vorm en de stijfheid van de paal. Dit is van invloed
op de spanningen die in de grond worden gebracht en de mate van boogwerking en
spanningsrelaxatie. Ook het heien van naburige palen kan invloed hebben; dit kan een
plotseling instorten van de grondboog veroorzaken.
26
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
5.2 Verandering van de zandeigenschappen
Baxter & Mitchell (D.P.Baxter&J.K.Mitchell 2004) hebben onderzocht of zandeigenschappen
zelf veranderden onder invloed van “ageing”. Ageing is in deze proeven gedefinieerd als het
veranderen van de zandeigenschappen onder invloed van chemische reacties in het
poriënwater. Kenmerkend voor ageing is dus dat voor dezelfde spanningtoestand toch de
mechanische eigenschappen veranderen, terwijl voor relaxatie geldt dat de spannings-
toestand verandert, maar het zand geen andere eigenschappen krijgt.
(Baxter 2004) gebruikten hiervoor relatief kleinschalige samples met een diameter van
14,5 cm en 22,4 cm hoog. Deze werden bewaard onder druk gedurende 30 tot 118 dagen bij
verschillende temperaturen en met toepassing van verschillende porievloeistoffen.
Voor en na het ‘ageing’ is de looptijd van een schuifgolf bepaald en zijn sonderingen
uitgevoerd met een miniconus (6,4 mm, 600 conus). Uit de proeven bleek de kleine rek
glijdingsmodulus, bepaald uit de looptijd van de schuifgolven, wel toe te nemen, maar bleek
er nauwelijks verschil in conusweerstand voor en na ageing.
Aangezien er volgens (Dowding 1968) en (Joshi 1995) en diverse rapporten uit het veld
(omschrijving Baxter & Mitchell), wel sprake is van een sterkte toename bij ageing, wordt door
Baxter & Mitchell geconcludeerd dat er in het gerapporteerde laboratoriumonderzoek iets niet
is meegenomen wat toch van belang is. Er worden verschillende mogelijke oorzaken
gegeven.
In het veld gaat het meestal om verdicht zand. Hierin kunnen spanningsbogen ontstaan die
na verloop van tijd weer verdwijnen. In een laboratoriumopstelling wordt er homogener
verdicht en zouden deze spanningsbogen niet optreden. Dit laatste zou dan betekenen dat
niet ageing, maar spanningsrelaxatie, waardoor de spanningsbogen die zijn ontstaan weer
verdwijnen het belangrijkste mechanisme zijn.
5.3 Relatie schachtwrijving-puntdraagkracht
Voor de berekening van de capaciteit van geheide palen in zand kunnen twee verschillende
ontwerpfilosofieën worden gevolgd: de eerste groep is gebaseerd op fundamentele
parameters (hoek van inwendige wrijving, dichtheid en stijfheid) en de tweede groep is
gebaseerd op een koppeling met in-situ proeven (sonderingen e.d.).
In Nederland wordt voor de het ontwerp van funderingen gebruik gemaakt van een methode
volgens de tweede groep. Het ontwerp is gebaseerd op de resultaten van sonderingen.
Daarbij worden de schachtwrijving en de puntdraagkracht apart behandeld en elk wordt
gekoppeld aan de conusweerstand. In de literatuur wordt regelmatig gesproken over het
zogenaamde “confined mechanisme”, waarbij er een interactie bestaat tussen de
puntspanning en de wrijving op het paaldeel direct boven de punt. Een toename van de
wrijving in de tijd zou betekenen dat ook de draagkracht van de punt ook kan toenemen. De
koppeling tussen beide factoren is ook af te leiden uit eerder onderzoek (P.van den Berg
1996); bij EEM-simulatie van het penetratieproces van een sondeerconus bleek de
berekende drukkracht aan de paalpunt ongeveer te worden gehalveerd bij opheffen van de
wrijving langs de conusmantel.
De draagkracht van palen is afhankelijk van diverse factoren
(M.F.Randolph&J.Dolwin&R.Beck 1994):
het absolute spanningsniveau;
de relatieve inbeddingsdiepte, L/D-verhouding;
de samendrukbaarheid;
siltgehalte van het zand.
Deze factoren zijn min of meer ook van invloed op de conusweerstand en in onze
ontwerpaanpak wordt hiervoor niet apart gecorrigeerd.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
27
Bij berekeningen volgens de cavity expansion theorie kunnen de bovengenoemde effecten
wel expliciet in rekening worden gebracht (Yasufuku, 2001). Met behulp empirische
correlaties voor K0 en een unieke relatie tussen de stijfheidsindex Ir en gemiddelde volumerek
is een gesloten formule afgeleid voor de puntdraagkracht. Deze is daarbij afhankelijk van vier
parameters: de verticale korrelspanning σ’v, overconsolidatieratio OCR, critical state
wrijvingshoek φ’cv. Zij tonen met behulp van een vergelijking van berekende en gemeten
puntdraagkrachten aan dat het model een redelijke beschrijving kan geven, zie Figuur 5.4 .
Figuur 5.4 ResultatenYasufuku,(2001), Gemeten puntdraagvermogen vergeleken met formule afgeleid met de
cavity expansion theorie
Het model geeft aan dat bij hogere verticale spanningen de gemiddelde volumerek grote
invloed heeft op de berekende puntdraagkracht; de draagkracht van de punt neemt af met
toename van de samendrukbaarheid van de grond.
Randolph (M.F.Randolph&J.Dolwin&R.Beck 1994) heeft een alternatieve ontwerpmethode
uitgewerkt waarbij hij uitgaat van interactie tussen de wrijving boven de paalpunt en de
puntdraagkracht. Hij introduceerde een factor St als verhouding tussen de radiale effectieve
spanning in de buurt van de paalpunt en de puntspanning. De radiale effectieve spanning
bepaalt de schachtwrijving ter plaatse.
tanmax btqS
Waarin:
max is de maximale schuifspanning in de buurt van de paalpunt
St is de verhouding radiale effectieve spanning en puntspanning
qb is de puntspanning
tan δ is de tangens van de wrijvingshoek tussen grond en paalschacht
28
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Uit metingen blijkt dat nabij de paalpunt relatief hogere wrijving wordt gevonden (Vesic 1970).
Door White and Bolton (White.DJ&Bolton.MD 2004) is aangetoond dat een contractieve zone
langs de paal ontstaat met gebroken korrels direct langs de paal. Verder is aangetoond dat
de wrijving afneemt bij toenemende paalpenetratie genaamd friction fatique.
Het verhoudingsgetal St wordt toegepast voor het gebied direct rondom de paalpunt Na
berekening van max wordt deze met via een exponentiële functie de maximale wrijving
vertaald naar wrijving langs de paal op grotere afstand van de paalpunt.
Door een vergelijking van de resultaten met een database van proefbelastingen wordt
aangetoond dat berekeningen via de cavity expansion theory tot een relatief nauwe
bandbreedte gemeten/berekende puntdraagkracht leidt. Hiermee wordt aangetoond dat de
cavity expansion theorie in redelijk betrouwbaar inzicht kan geven over de invloed van de
diverse parameters.
Yang (J.Yang 2006) heeft afleidingen voor het invloedsgebied boven en onder de paalpunt op
basis van de cavity expansion theory. Volgens deze berekeningen blijkt, afhankelijk van de
grondeigenschappen en de paallengte, de zone onder de punt kan variëren tussen 0,5 D en 6
D. De zone boven de punt varieert tussen 0,5 D en 3,5 D. De analyse houdt geen rekening
met eventueel gelaagdheid in de grond.
De volgende opmerkingen worden gemaakt:
1. De samendrukbaarheid van het zand heeft een zichtbare invloed op de afmetingen
van de invloedszone;
2. De invloedzone onder de paalpunt is groter dan de zone boven de paalpunt;
3. De invloedzone rond de paalpunt van een lange paal is in het algemeen kleiner dan
die van een korte paal;
4. Een grotere wrijvingshoek geeft vergroting van de zone boven en de zone onder de
punt;
5. De wrijvingshoek heeft een meer significante invloed op de zone boven de paalpunt
dan de zone onder de paalpunt.
Yang (J.Yang&F.Mu 2010) heeft voor een grondverdringende paal een benaderde
analytische relatie afgeleid voor de verhouding tussen de radiale spanning op de paalschacht
en de paalvoet. De St-waarde, dus de wrijving bij de paalpunt, blijkt hierbij af te nemen bij
toename van de wrijvingshoek. Voor een bepaalde wrijvingshoek en relatieve dichtheid
neemt St toe met het spanningsniveau en penetratiediepte. Voor een gegeven wrijvingshoek
en spanningsniveau neemt St af met toenemende relatieve dichtheid. De relatie voorspelt
hoge waarden voor de radiale spanning voor palen zand met een hoge samendrukbaarheid.
Op grond van deze bevindingen kan aannemelijk worden gemaakt dat de invloed van een
toename van de wrijving niet leidt tot een evenredige toename van het puntdraagvermogen.
Zeker in los gepakte zanden, met de lagere stijfheid en de lagere φ-waarde, is de invloed van
de zone onder de paalpunt relatief groot. Een verbetering door ageing van de zone boven de
paalpunt zal slechts beperkt doorwerken.
Voor vastere zanden kan mogelijk wel een (beperkte?) verbetering in de tijd worden
verwacht.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
29
5.4 De mechanismen achter set-up van de wrijving
5.4.1 Wateroverspanningen
Voor de korte termijn is het dissipatieproces belangrijk. Voor palen in zand is het
dissipatiegedrag niet van belang. Na enkele uren is de wateroverspanning verdwenen en
statische proefbelastingen op palen worden minimaal een week na installeren uitgevoerd.
De wateroverspanning voor niet-cohesieve grond bedraagt zelden meer dan 20% van de
verticale korrelspanning. Ook is dilatantie en dus wateronderspanning waargenomen direct
naast te palen (proeven Huy).
De tijd voor dissipatie van de wateroverspanning is evenredig met de paaldiameter.
Wateroverspanningen tijdens het heien zijn in zand alleen van belang de eerste uren of
hooguit dagen na het inbrengen van de paal. Het set-up mechanisme speelt op een andere
tijdschaal.
5.4.2 Horizontale spanningen en kruip
Axelsson (Axelsson 2000) rapporteert toename van de horizontale korrelspanningen op de
paalschacht van een betonpaal. Hij nam significante veranderingen waar in de horizontale
spanningen tijdens opvolgende proefbelastingen door belemmerde dilatantie.
Diverse studies rapporteren voor heipalen in zand en silt grote boogwerking effecten door
grote tangentiële spanningen en lage radiale spanningen. Door heien van naburige palen kan
de boogwerking verloren gaan en dit leidt tot verhoging van de horizontale korrelspanningen
en verhoging van de trekdraagkracht.
Ng (Ng.W.K.&Selemat.M.R.&Choong.K.K. 2010) laat metingen zien van toename in de tijd
van de horizontale spanningen op palen door spanningsrelaxatie en de snelheid van de
toename op een zekere diepte evenredig is met de normaalspanning op die diepte. De
toename is direct na plaatsing het grootst en neemt af in de tijd.
NB. Toename van conusweerstand in de tijd bij explosieverdichten van zand (onder-
geconsolideerde zanden??).
Chow (Chow, Jardine et al. 1997) geeft aan dat voor dichte marine zanden slechts een derde
deel van toename kan worden toegeschreven aan ageing en dat tweederde wordt
veroorzaakt door relaxatie. Voor stalen palen in zand zou de toename voor een deel worden
veroorzaakt door corrosiebinding. Het belang van corrosiebinding blijkt ook uit proeven die
zijn uitgevoerd door White en Zhao (2006). Zij vonden in 1-g proeven weinig tot geen set-up
bij roestvrij stalen modelpalen, maar een “dramatic set-up” bij palen gemaakt van “mild steel”.
Zij wijten dit aan corrosie van het mild steel.
5.4.3 Dilatantie en kruip
Volgens de cavity expansion theorie is de toename van de radiale spanning op de
paalschacht afhankelijk van: δh (de radiale verplaatsing door dilatantie), G (de modulus voor
schuifvervorming) en de paaldiameter R.
R
hGrd
2'
30
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Bij een belangrijke invloed van de dilatantie zou de ageing-component afnemen bij
toenemende paaldiameter. Uit de analyse van Alewneh (2009), zie Figuur 5.3 blijkt dit
verband inderdaad, hoewel het aantal waarnemingen te weinig waarnemingen te beperkt is
om een definitieve uitspraak te doen.
Axelsson (Axelsson 2000) geeft een mogelijk mechanisme als verklaring van het
waargenomen gedrag; door kruip beweegt het korrelmateriaal naar de paalschacht toe en
zorgt daarmee voor een goede aansluiting op het paalmateriaal. Bij belasten van de paal zal
het korrelmateriaal sterk dilateren met als resultaat een hoog trekdraagvermogen. In dit
model is de mate van toename van de trekdraagkracht in de tijd afhankelijk van de ruwheid
van het paalmateriaal. Er zijn inderdaad aanwijzingen dat het ageing-effect van betonpalen
groter is dan stalen palen (persoonlijke communicatie NGI-project).
Figuur 5.5 Possible mechanism for pile set-up (Axelsson, 2000)
5.4.4 Alternatieve verklaring voor resultaten Axelsson
Axelsson(2000) beschrijft, zoals reeds genoemd,drie mechanismen voor de toename van de
schachtweerstand:
1. Toename van de horizontale spanning door kruip;
2. Toename dilatantie, zie Figuur 5.5 ;
3. Hogere stijfheid van het zand door ageing.
Nu lijken de laatste mechanismen niet nodig om zijn metingen te verklaren. Sterker nog, deze
lijken in tegenspraak met zijn metingen. Uit Figuur 4.7 en Figuur 4.8 blijkt dat in veel van
zijn metingen de toename van de horizontale spanning bij kleine verplaatsingen (in het
lineaire stuk van zijn metingen) niet veel verandert naarmate de palen langere tijd in de grond
staan. De lijnen lopen in die figuren bij kleine vervormingen bijna over elkaar heen. Wanneer
er naar verloop van tijd een toename van de stijfheid zou zijn, zou ook in het lineaire stuk de
horizontale spanning ook sneller moeten toenemen als functie van de vervorming. Dat is niet
het geval.
De toename van de schachtwrijving is ook te verklaren met alleen de toename van de
horizontale spanning ten gevolge van kruip, zie ook Figuur 5.6 . Veronderstel dat het
belasten van de paal leidt tot een doorgaande dilatantie van het zand totdat bezwijken
optreedt. Uit de metingen van Axelsson (2000) is te halen dat een millimeter verplaatsing leidt
tot een toename van de horizontale spanning van 5 kPa. Ook blijkt uit Figuur 5.6 dat een
schuifspanningstoename van 1 kPa ruwweg overeenkomt met een toename van de
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
31
horizontale spanning van ook 1 kPa. In dit gelineariseerde model worden niet de meetpunten
gevonden zoals in Figuur 5.6 , maar rechte lijnen, zie Figuur 5.7 .
Figuur 5.6 Horizontale spanningen en schuifspanningen op paal tijdens belasten op verschillende tijdstippen (uit
Axelsson, 2000)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
(k
Pa)
0 10 20 30 40 50 60
h (kPa)
failure line
1-8days
4 months
22 months
Figuur 5.7 Horizontale spanningen en schuifspanningen op paal tijdens belasten op verschillende tijdstippen,
gelineariseerd
Ook in dit gelineariseerde model is de toename in de horizontale spanning groter wanneer de
paal langer in de grond zit. Maar dit komt alleen omdat door de toename van de horizontale
spanning (h) voor het begin van het belasten van de paal de spanningstoestand verder afzit
van de bezwijklijn. Daardoor is een grotere toename van de horizontale spanning mogelijk
tijdens het trekken voordat de bezwijklijn wordt bereikt. De meetpunten in Figuur 5.6 geven
andere lijnen, maar ook deze lijnen lopen min of meer evenwijdig, zodat het redelijk is te
32
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
veronderstellen dat de toename van de horizontale spanning in de tijd door kruip de
hoofdoorzaak is van de grotere toename van de horizontale spanning tijdens het belasten
van palen die al langer in de grond zitten en dus de toename van de glijdingsmodulus en de
toegenomen dilatantie nauwelijks een rol spelen.
Bovenstaande redenering volgend kan worden vastgesteld dat de wrijvingsweerstand tussen
de grond en de paal een belangrijke rol speelt. In formule geldt;
tantan
tan,
max,
sh
h
(4)
Hierin is h,max de maximale horizontale spanning op de paal bij bezwijken. h.s de horizontale
spanning op de paal voor belasting. de wrijvingshoek tussen de paal en de grond (de
helling van de ‘failure line’ in Figuur 5.7 ) en de hoek tussen schuifspanning en
horizontale spanning (de helling van de overige lijnen Figuur 5.7 ). Bij een grote
wrijvingshoek tussen paal en zand, zal ook h,max heel groot kunnen worden.
5.4.5 Samenvattende beschrijving set-up mechanisme
Uit de literatuur komt het volgende mechanisme naar voren dat de set-up bij de schacht-
wrijving voor palen in zand zou bepalen.
1 Na het inheien is de horizontale spanning op de paal veel lager dan de K0. Dit is
opmerkelijke omdat het zand door de paal horizontaal is verdrongen en dus het meest
voor de hand zou liggen dat de horizontale spanning juist toegenomen zou zijn. De
verklaring die hiervoor wordt gegeven is dat door het inheien de horizontale verplaatsing
van het zand iets groter is dan nodig voor het volume van de paal. Bij verplaatsing van
het zand terug naar de paal ontstaat er boogwerking in het zand rondom de paal met een
hoge tangentiële spanning, maar een relatief kleine radiale spanning op de paal, zie
Figuur 5.8;
2 Direct na het inheien is de horizontale spanning dus laag en zal de schachtwrijving nog
weinig dilatantie veroorzaken, omdat juist bij de spanningen laag zijn en het zand een
losse pakking heeft;
3 Naar verloop van tijd zal er enige spanningsrelaxatie optreden, met als gevolg dat de
tangentiële spanning lager wordt en de radiale spanning hoger. Door de hogere radiale
spanning is er ook een beter contact tussen paal en korrels (zie Figuur 5.5 ,
middelste tekening);
4 Door ageing neemt verder de stijfheid toe van het zand rondom de paal. Welke
mechanismen bijdragen tot die ageing wordt niet duidelijk uit de literatuur, wel is de
toename van de elasticiteitsmodulus voor kleine rekken gemeten in het laboratorium. (dit
mechanisme wordt genoemd door Axelsson, maar blijkt dus niet duidelijk uit zijn proeven,
zie paragraaf hierboven);
5 Wanneer nu de paal wordt belast is en de schachtwrijving groter en de stijfheid van het
zand rondom de paal groter, met als gevolg dat ook de maximale schuifkracht die op het
zand kan worden overgebracht groter is. Wanneer de paal wordt belast, zullen de
zandkorrels bij de schacht over elkaar gaan schuiven (rechter tekening in Figuur 5.5 .
Dit leidt tot een verdere toename van de horizontale spanning tijdens belasten en dus tot
een toename van de schachtwrijving.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
33
A A'
B B'
paal
A - A' B - B'
Figuur 5.8 Schematische weergave mechanisme tijdens heien van een paal in zand. Verplaatsingen (zwart) en
spanningen (rood)
5.5 Effect wisselende belastingen
Jardine (R.J. JARDINE 2006) heeft herhaalde trekproeven uitgevoerd op circa 19 m lange
open stalen buispalen in Duinkerken. Het zand heeft hoge conusweerstanden (tussen 10
MPa en 40 MPa, gemiddeld 20 MPa). De palen toonden bij herhaald beproeven een
verrassend bros bezwijkgedrag. Herhaalde testen op dezelfde paal reduceren in grote mate
de draagkracht en veranderen de ageing processen. Hieruit blijk de mogelijkheid dat er
verkeerde conclusies worden getrokken bij herhaalde proeven op dezelfde paal.
34
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 5.9 Belasting nodig om een zekere kopverplaatsing te realiseren bij 'maagdelijke' trekproeven op palen R1,
R2 en R6
Figuur 5.9 toont de resultaten van maagdelijke testen op de palen R1, R2 en R6 (resp. 9, 235
en 81 dagen). Tot een belasting van 1000 kN (verplaatsing ca. 3 mm) is er nauwelijks verschil
tussen de lijnen.
Figuur 5.10 Genormaliseerd trekcapaciteit (t.o.v .de IPC-ontwerpmethode), maagdelijke testen op 19 m lange
reactiepalen R1,R2,R6, 22 m lange Clarom palen en schachtcapaciteit van 10 m lange drukpaal C1
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
35
De volgende waarnemingen zijn op basis van dit proefprogramma gedaan:
1. Elke herhaalde belasting of belastingwisseling reduceert het trekdraagvermogen;
Herhaalde proeven op palen geven een veel lagere draagkracht dan maagdelijke palen; het
trekdraagvermogen van herhaalde proeven komt uit rondom de trendlijn van Jardine&Chow
in Figuur 5.10; mogelijk gaat de capaciteit terug naar deze direct na installeren t=t0;
2. Palen die eerder tot bezwijken zijn belast hebben een duidelijk brosser bezwijkgedrag
en een duidelijk lager trekdraagvermogen;
3. Palen die eerder tot bezwijken zijn belast vertonen met de tijd een toename van de
draagkracht die lager ligt dan maagdelijke palen;
4. Het is essentieel om maagdelijke palen te beproeven in combinatie met herhaalde
proeven. Dit om de grenzen van de intact ageing capacity (IAC) en de verstoorde
waarden te kunnen vaststellen.
Jardine acht het waarschijnlijk dat bij herhaalde testen een flink deel van de reductie wordt
veroorzaakt tijdens de verplaatsing na het bereiken van de maximum draagkracht en de
ontlastingsfase. Dit wordt toegeschreven aan een toename van de boogwerking en daarmee
reductie van de radiale spanning op de paalschacht. Bij eerdere cyclische proeven is deze
afname van de radiale spanningen bij ontlasten geconstateerd. Deze resultaten zijn
waarschijnlijk afhankelijk van de grondsoort. Bullock et al. (2005) vinden een
tegenovergesteld effect. Dijkstra (2009) vindt bij wisselende belastingen, door een wisselende
verplaatsing op te leggen een toename van het puntdraagvermogen in los gepakt zand en
een afname in vastgepakt zand. De schachtwrijving neemt af bij wisselingen met een
constante amplitude, maar wanneer de amplitude wordt verhoogd, komt de schachtwrijving
weer op de oude waarde in los gepakt zand. In vastgepakt zand is er bij
verplaatsingsamplitude van 0,1 paaldiameter een afname van ongeveer 20% van de
schachtwrijving. Bij hogere en lagere amplitudes is dit verschil minder. In deze proeven is de
belastingamplitude veel meer dan 20% van het bezwijkdraagvermogen.
Bij proeven met een relatief geringe wisselbelasting, ca. 20% van bezwijkdraagvermogen, is
door Jardine (2006) een toename gemeten van de draagkracht in circa 1,5 jaar ca. 53%. Voor
een vergelijkbare paal zonder deze wisselingen was dit ca. 17%. Hieruit kan worden afgeleid
dat de geringe wisselingen de kruip versnellen en daarmee de toename van de horizontale
spanningen. Ook bij wisselende grondwaterstanden is eerder een snellere draagkracht-
ontwikkeling geconstateerd White and Zhao (2006).
Jardine geeft aan dat het gedrag van ageing bij herhaalde belastingen wordt veroorzaakt
door afname van de boogwerking. De afname is afhankelijk van:
elke extreme belastingswisseling (met slip op interface) door heien of testen;
afname door kruip.
Daarnaast heeft Jardine de meetgegevens getoetst aan de database van Chow (Chow,
Jardine et al. 1997). De database bevat een scala aan paaltypen en grondsoorten. De
vastheid van het zand varieert van zeer los tot zeer dicht. Zie Tabel 5.1 .
36
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Tabel 5.1 Database van Chow (Chow, Jardine et al. 1997)
In Figuur 5.11 is de ontwikkeling van de trekdraagkracht volgens de gegevens uit deze
database samen met de trendlijn voor de proeven in Duinkerken (IAC = Intact Ageing
Capacity) weergegeven. Het linkerdeel bevat herhaalde dynamische testen (restrike) en
maagdelijke statische proefbelastingen en het rechterdeel alleen de maagdelijke statische
proefbelastingen. Het verschil tussen die twee blijkt niet heel erg groot te zijn. Uit deze figuren
blijkt dat de knik in de getekende kromme, de parameter A hoog is. Uit de getekende
grafieken is geen heel nauwkeurige bepaling mogelijk, maar de gevonden waarde voor A ligt
zeker boven de 1.
Figuur 5.11 Resultaten database Chow gecombineerd met de proeven in Duinkerken
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
37
5.6 Empirische relaties trekcapaciteit
De meest gangbare relatie is het eerder genoemde model dat een lineair verband geeft op
een log t schaal:
Waarin:
Qt is de capaciteit op t=t
Q0 is de capaciteit waarbij de toename van de capaciteit lineair wordt
A is een functie van de grondsoort (Skov and Denver 1988)
t0 is de tijd voor Q0
Deze relatie is indertijd ontwikkeld voor een paalcapaciteit bestaande uit punt en wrijving.
Het lineaire verband is door veel studies bevestigd. Er is echter nog geen overeenstemming
over de waarden A en t0. De parameter t0 is in feite vrij te kiezen. Maar een andere keuze
voor t0 leidt tot een andere waarde van Q0 en ook van A wanneer de meetpunten vastliggen.
Het is zeer waarschijnlijk dat de A-waarde ook afhankelijk is van paaltype en paalafmeting,
terwijl in deze formule de A-waarde alleen van de grondsoort afhangt.
Figuur 5.12 Case histories of long-term pile set-up
38
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
5.7 Beschikbare Nederlandse proefgegevens
5.7.1 Veldproeven
Ook in Nederland is set-up vastgesteld bij palen. De onderzoeken, gerapporteerd in LGM-
mededelingen zijn uitgevoerd in de 60-er en 70-er jaren.
Een eerste onderzoek is uitgevoerd met stalen ‘Larssen piles’ (Begemann 1969). Dit zijn
palen met een open einde. Twee palen zijn beproefd op twee verschillende tijdstippen, zie
tabel 5.2.
Paal Dagen na inbrengen Max trekkracht
tf
30-A 7
102
44
70
50-C 11
87
44
64
Tabel 5.2 Beproefde palen op twee verschillende tijdstippen
Het betreft hier twee zeer gelijkwaardige palen, de berekende maximale kracht is 59 tf en 62
tf respectievelijk. Om een beeld te krijgen of vergelijking (1) ook hier op gaat, zijn alle punten
in één grafiek geplot en gefit met de genoemde vergelijking. Het blijkt dat er een zeer goede
overeenkomst is. Ook blijkt dat de gevonden waarden voor A zeer hoog zijn: 1,28.
0
10
20
30
40
50
60
70
ultim
ate
forc
e(t
on
)
1 10 100
day
Larssen palen
Q = 19 ton0
A = 1.28
t = 1 day0
Figuur 5.13 Metingen op Larssen trekpalen vergeleken met berekeningen volgens Vergelijking (1)
Een tweede onderzoek betreft trekproeven op in de grond gevormde Vibro-palen (Heins
1973). De op de palen zijn trekproeven uitgevoerd en 1,5 jaar later is dit voor enkele palen
herhaald. Geconstateerd is, dat in dit geval de maximaal mogelijke trekkracht niet toeneemt,
maar juist afneemt. In LGM, 1973 wordt het vermoeden uitgesproken dat dit komt door
relaxatie van de horizontale grondspanningen in de tijd bij dit paalsysteem. Dit laatste
resultaat zou dus betekenen dat set-up nog wel eens sterk afhankelijke zou kunnen zijn van
het gebruikte paalsysteem.
5.7.2 Centrifugeproeven
Uit de literatuur is bekend dat wanneer palen langer in de grond zitten de sterkte toeneemt,
de zogenaamde set-up (zie vorige hoofdstukken). In dit hoofdstuk wordt onderzocht of dit ook
terug te vinden is in centrifuge proeven. Er zijn geen centrifugeproeven uitgevoerd speciaal
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
39
voor dit effect, maar er is gezocht of bestaande proeven er iets van terug te vinden is. Nu
blijkt uit de literatuur dat set-up gevonden wordt door ‘de tijd te nemen’ en die tijd is in een
centrifugeproef meestal niet aanwezig. Wel geldt dat er een logaritmisch verband gevonden
wordt tussen de mate van set up and de tijd. Dat zou betekenen dat er ook na korte tijd iets
van set-up te zien moet zijn.
Gebruikte proeven
Voor de analyse is gebruik gemaakt van centrifugeproeven die in het kader van onderzoek
naar crushing zijn uitgevoerd (Stoevelaar, Bezuijen et al. 2011). Bij deze proeven zijn palen in
met water verzadigd zand geduwd bij een verschillend g-niveau. Er is slechts 1 type paal
gebruikt, een roestvrijstalen paal met een diameter dan 11,3 mm. De paal werd in het zand
gedrukt tot een diepte van 6 keer de diameter (D), dan werd er een proefbelasting uitgevoerd,
daarna werd de paal verder gedrukt tot 12 D waarna weer een proefbelasting werd
uitgevoerd, vervolgens werd de paal door geduwd tot 24 D waarna een laatste proefbelasting
werd uitgevoerd. In deze analyse zijn alleen de proeven gebruikt waarin de paal met
constante snelheid werd weggedrukt.
Na de proefbelasting is de paal en dus ook het zand rondom de paal even in rust. Op dit
moment zou dus de wrijvingssterkte kunnen toenemen door set-up.
Analyse
Voor de verschillende proeven is de gemeten puntweerstand, kopweerstand en
schachtwrijving uitgezet. Bij alle proeven heeft die een verloop zoals is weergegeven in
Figuur 5.14 .
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0
Penetration resistance (MPa)
-1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Pene
tratio
nd
epth
80-g
mo
del(m
m)
Pile_head [kN]
Pile_tip [kN]
Pile_Friction [kN]
Proef 1 Figuur 5.14 Resultaat centrifuge proef. Palen gedrukt in zand. Weerstand op paalkop, paaltip en
schachtwrijving.(Ruis gereduceerd door gebruik te maken van een ‘moving average’ over 17 punten)
In deze figuur zijn de punten waar de krachten sterk afnemen de locaties waar de
proefbelastingen zijn uitgevoerd (deze proefbelastingen zijn niet opgenomen in de dataset).
40
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Wanneer de paal weer wordt verder geduwd na de proefbelasting, is er enige verplaatsing
nodig voordat puntweerstand en kopweerstand weer op het niveau zijn van voor de
paalbelasting. De wrijving loopt echter vrijwel direct op tot hogere waarden dan voor de
proefbelasting. Dit resultaat is het duidelijkst bij de proefbelasting rondom 140 mm penetratie.
Bij 70 mm penetratie is de wrijving langs de paal nog te klein om dit te kunnen zien. Het
verschil in verloop is nog duidelijker te zien in het detail van Figuur 5.14 weergegeven
in Figuur 5.15 .
De schachtwrijving is bij het begin van penetreren, tussen 138 mm en 150 mm duidelijk hoger
dan voor de proefbelasting (tot 137 mm penetratie). Bij een penetratie van 150 mm en meer
zit de schachtwrijving weer ongeveer op de oorspronkelijke lijn. Het verschil is minimaal,
maar dit is ook te verwachten omdat de penetratie hooguit voor enkele minuten is gestopt.
Het verschil lijkt wel significant. De proeven 3, 7 en 10 vertonen een vergelijkbaar beeld na de
proefbelasting bij ongeveer 140 mm wegdrukken.
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0
Penetration resistance (MPa)
0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30
170
165
160
155
150
145
140
135
130
125
120
115
110
105
100
Penetr
ation
de
pth
of1-g
pro
toty
pe
(m)
Pile_head [kN]
Pile_tip [kN]
Pile_Friction [kN]
Proef 1 Figuur 5.15 Detail Figuur 5.14
Relaxatie en kruip
Uitgangspunt bij de beschrijvingen van Axelsson (Axelsson 2000) is dat er wat kruip
(doorgaande vervorming) is in het zand bij constante belasting of relaxatie bij een constante
verplaatsing (afname in de spanningen). Kruip en relaxatie ontwikkelen zich volgens de
literatuur volgens een logaritmische formule. Bij genoemde centrifugeproeven wordt aan het
einde van de proef de verplaatsing constant gehouden (de paal wordt niet verder
gepenetreerd) en neemt de penetratiekracht af. Voor proef 10 uit de serie is gecontroleerd of
deze relaxatie ook logaritmisch verliep en dat bleek het geval, zie Figuur 5.16 . Dit beeld was
overigens niet bij alle proeven even duidelijk. Minimale verplaatsingen in de paal door de
hydraulische plunger waarmee de paal wordt bestuurd, kunnen het beeld al ernstig verstoren.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
41
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Pile
_tip_
1[k
N]
1 10 100 1,000
sample
Pile_tip_1 [kN]
Figuur 5.16 Gemeten relaxatie bij proef 10 uit de gebruikte serie en fit met logaritmische kromme (zwarte lijn)
Conclusie centrifugeproeven
Er lijkt ook in de centrifugeproeven sprake te zijn van set-up, al is de gemeten waarde
minimaal. Het verdient aanbeveling bij volgende proeven bewust wat langer te wachten zodat
de set-up groter wordt. Omdat nu alleen een minimale set-up is gemeten was het niet
mogelijk om te onderzoeken of deze spanningsafhankelijk was.
5.8 Aanbevelingen voor praktijk
Bullock et al. (2005) achten wat zij noemen de side shear set-up (SSS), dus de toename van
de schachtwrijving in de tijd, zodanig bewezen, dat ze adviseren deze ook toe te passen in de
praktijk. Ze stellen daarbij voor om gebruik te maken van de al eerder gegeven formule:
0
100 log.1.t
tAQQt
(5)
en daarbij voor t0 1 dag te gebruiken. Zonder nadere gegevens stellen zij voor een
conservatieve waarde voor A te gebruiken van 0,1. Zij realiseren zich dat dit conservatief is,
omdat er in de verschillende metingen 0,2 of meer is gevonden. Zij stellen echter dat de
meeste metingen de waarde van de set-up overschatten omdat dit zogenaamde ‘staged’
metingen zijn. Een zelfde paal wordt een aantal keer belast op verschillende tijdstippen na
het aanbrengen. Dit is anders dan wanneer een aantal palen ongeveer gelijktijdig wordt
ingeheid en daarna op verschillende tijdstippen worden belast (unstaged). Bullock et al.
(2005) analyseerden een aantal proeven en komen tot de conclusie dat de set-up bij
unstaged belasten slechts ongeveer 40% is van de set-up bij staged proeven. Dit zou worden
veroorzaakt door ‘preshearing’ in staged proeven. Dit is een wat opmerkelijk resultaat, omdat
bij het in sectie 4.2 genoemde Noorse onderzoek zou zijn gevonden dat unstaged proeven
een grotere set-up hebben. De invloed staged/unstaged vergt dus nog nader onderzoek.
Een hogere waarde van A zou kunnen worden toegepast na het uitvoeren van
proefbelastingen. In een ander artikel stelt Bullock dat hiervoor dynamische proefbelastingen
zeer geschikt zijn. Het mobiliseren van een statische proefbelasting duurt minimaal een dag
en dat betekent dat het bepalen van enkele meetpunten in het draagvermogen een
langdurige inspanning is. Volgens Bullock geldt de hierboven gegeven formule echter ook
voor hele korte tijden. Door tijdens het heien te meten en voor de laatste heiklappen even te
stoppen is het mogelijk om de set-up in de eerste minuten te bepalen. De hierboven
42
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
beschreven centrifugeproeven geven in elk geval aan dat de relaxatie in de eerste minuten
beschrijven kan worden met een logaritmische kromme. Analyseren van de een dynamische
proefbelasting met het programma CAPWAP zou een goede overeenkomst geven tussen
een statische proefbelasting en een dynamische. Ook als zou die overeenkomst tussen een
statische en dynamische belasting niet zo goed zijn als voorgesteld door Bullock, dan nog
kan deze mogelijk worden gebruikt om tijdseffecten te bepalen.
Het in rekening brengen van de set-up heeft een significante invloed op het berekende totale
paaldraagvermogen. Dit blijkt uit Figuur 5.17, waar gerekend is met verschillende waarden
van A over een periode van 2 jaar (een statische proefbelasting zal ongeveer binnen een
week na inheien van de paal worden uitgevoerd. Na twee jaar (700 dagen) is de factor A met
een factor 2 volgens Vergelijking (1) toegenomen.
Aangenomen is dat voor ondiep in het zand gefundeerde palen de draagkracht goed wordt
voorspeld door de NEN-norm, echter wanneer de paalpunt zich meer dan 6 D in het zand
bevindt is het werkelijke paaldraagvermogen maar 60% van het met de NEN-norm berekende
waarde. Door set-up zal echter deze waarde weer toenemen. Voor A=0 is er dus geen set-
up. A=0,1 is de minimale waarde die volgens Bullock (2005) altijd in rekening kan worden
gebracht. A=0,2 is een waarde die veel wordt genoemd voor zand. A=1 is een waarde die
ook regelmatig wordt gemeten, maar die dicht zit bij wat er maximaal mogelijk is.
Voor hogere waarden van A kan de set-up dus het gehele effect van de kleinere
paalpuntweerstand ruimschoots compenseren. Er is daarom alle reden om de A-waarde te
bepalen voor de Nederlandse omstandigheden en voor de meest gebruikte paaltypen.
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
Ve
rho
ud
ing
t.o.v
.N
EN
0 2 4 6 8 10 12 14
diepte in zand (x/D)
A=0
A=0.1
A=0.2
A=1
Figuur 5.17 Berekende invloed set-up op paaldraagvermogen voor verschillende waarden van A. Aangenomen is
dat zonder set-up de paalweerstand gelijk is aan wat volgt uit de NEN procedure wanneer de paalpunt
nauwelijks in het zand zit (x/D=0), voor X/D=6 is de puntweerstand nog 0,6 maal de weerstand volgens
de NEN. Een uitgangspunt voor de berekening is een grondprofiel met een constante conusweerstand
in het zand, boven het zandpakket een conusweerstand van nul
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
43
5.9 Aanbevelingen voor uit te voeren proeven
De aanwijzingen uit de meeste proefgegevens geven een positief beeld over de rol van een
verbetering van de schachtwrijving in de tijd als verborgen veiligheid in de huidige
ontwerpaanpak van grondverdringende funderingspalen.
Op basis van de beschikbare gegevens wordt aanbevolen om nader onderzoek uit te voeren
naar de verbetering van de schachtweerstand in de tijd voor de Nederlandse
omstandigheden.
Voor het vaststellen van de verbetering in de Nederlandse ondergrond is het noodzakelijk om
veldonderzoek in de vorm van proefbelastingen uit te voeren. Daarmee kan worden
vastgesteld in welke range de A-waarden zich bevinden. Daarnaast wordt aanbevolen om
een studie (met eventueel laboratoriumonderzoek) uit te voeren, waarbij een consistent beeld
van het mechanisme wordt vastgesteld.
Voordat het positieve effect in de praktijk in rekening kan worden gebracht, is het belangrijk
dat de volgende vragen worden beantwoord:
Mag van de maagdelijke ontwikkeling van de draagkracht worden uitgegaan en welke
A kan dan worden gebruikt;
Mag bij wisselbelastingen/variaties van belastingen worden uitgegaan van de
minimum lijn? (A=0,1?);
Bij welk wisselniveau (spanningen/of rekken/of slipwaarde op paal/grondinterface) is
gedrag positief/neutraal/negatief?
Wat is de snelheid van toename van de draagkracht van eerder bezweken palen?
Een veldonderzoek kan worden opgebouwd volgens het schema van het lopende Noorse
onderzoek. Daarbij worden trekpalen op verschillende tijdstippen identieke palen aan
maagdelijke proeven onderworpen.
Het effect van de herhaalde proeven op dezelfde paal is belangrijk om de minimum lijn
(A=0,1/0,2?) aan te tonen.
In het proevenprogramma moeten wisselbelastingen worden toegepast om vast te stellen hoe
de maagdelijke draagkrachtontwikkeling negatief wordt beïnvloed en wat de daarbij geldende
minimum A-waarde is. Deze proeven kunnen conformeren dat het restgedrag niet onder de
minimumlijn uitkomt.
Het proefprogramma moet worden begeleid door een studie naar het mechanisme van het
fenomeen. Zonder dit inzicht is het niet mogelijk om de veldresultaten te vertalen naar andere
omstandigheden/paaltypen.
In het proefprogramma moeten de volgende variabelen worden meegenomen:
Paallengte;
Paaltype (grondverdringend, matig grondverdringend, grondverwijderend);
Paaldiameter;
Diverse schema’s voor belastingwisselingen.
Voorgesteld wordt om in 2012 een beperkt programma uit te voeren op één locatie met
enkele palen om het effect voor Nederlandse omstandigheden aan te tonen.
44
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
45
6 Blijvende kracht aan de paalpunt
6.1 Inleiding
Restspanningen in palen kunnen worden veroorzaakt door terugveren van de ondergrond en
de bijbehorende elastische verlenging van de paal na installeren van de paal. Daarnaast
kunnen restspanningen worden veroorzaakt door zakkende grondlagen.
Het aspect zakkende grondlagen kan bij beproeven van palen enige tijd na plaatsing
belangrijk worden door de ontwikkeling van de negatieve kleef in de samendrukbare
grondlagen en door meezakkende zandlagen. Hieraan moet bij een proefprogramma met
langdurige metingen aandacht worden gegeven.
De restspanningen door het installatieproces kunnen een verstoring geven van de analyse
van de proef. Dit effect is belangrijk bij lange palen en grote grondstijfheid. De terugvering
van de paal levert een neerwaarts gerichte wrijving op de paalschacht die evenwicht maakt
met een restkracht aan de paalpunt bij een geheel onbelaste paalkop. Bij de splitsing van de
aan de paalkop gemeten kracht in het aandeel paalpunt en paalschacht wordt het aandeel
paalpunt met de waarde van de restkracht onderschat en het aandeel van de schachtwrijving
wordt dan met dezelfde waarde overschat.
6.2 Metingen
In CUR 229 (CUR 2010) zijn meetresultaten gepresenteerd van gemeten restspanningen
tijdens installatie van grondverdringende palen. In Xu (X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane
2008) worden restkrachten aan de paalpunt gerapporteerd. Enkele bepalingen van de
restkrachten worden onbetrouwbaar genoemd; deze zijn in Figuur 6.1 weggelaten. In deze
grafiek lijkt de blijvende kracht aan de paalpunt pas relevant te zijn bij een penetratiediepte
van circa 20 diameters in het zand.
In (L.M.Zhang&HaoWang 2007) worden proeven op zeer lange palen beschreven (H-profiel
305x305 mm), tot een lengte van 60 m met 18 instrumentatieniveaus. Tijdens de installatie
van de palen is op diverse dieptes de restkracht gemeten. Het grondprofiel bestaat uit een
samendrukbare toplaag met een dikte van ca. 10 m en zandlagen met een dikte van 20 m.
De lagen daaronder bestonden uit compleet of gemiddeld verweerd graniet in de vorm van
fijn tot grof zand met gravel.
46
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 6.1 Verhouding restkracht aan paalpunt t.o.v. de gemeten kracht aan de paalpunt. De paallengte is de
diepte in het zand.(X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane 2008) gerapporteerd in CUR 229 (CUR, 2010)
In Figuur 6.2 zijn de resterende puntkrachten gepresenteerd. De metingen vertonen een
aanmerkelijke variatie. Het valt op dat de restkrachten relatief beperkt zijn voor een
paalpenetratie tot circa 10 m in het zand (beperkt aantal waarnemingen), wat overeenkomt
met een paallengte/diameter verhouding van 33.
Figuur 6.2 Restkracht aan de punt als functie van de penetratielengte (L.M.Zhang&HaoWang 2007)
Voor het kwantificeren van een restkracht aan de paalpunt heeft (Alewneh 2000) een
correlatie afgeleid die gebaseerd is op een beperkte database met metingen uit de literatuur.
Zie Figuur 6.3. De in groen aangegeven punten zijn de restspanningen vastgesteld door een
directe meting met rekstroken of andere instrumentatie. De overige punten in de grafiek zijn
hoofdzakelijk bepaald een proevenserie per paal waarbij de drukproef wordt gevolgd door
een trekproef; de restkracht kan daarmee worden benaderd volgens de aanpak van Hunter-
Davisson (1996).
Tevens zijn meetgegevens in los zand en vast zand weergegeven van een stalen modelpaal
met gesloten punt: diameter 89 mm en lengte van circa 1,6 m.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
47
De gevonden correlatie blijkt de meetpunten redelijk te benaderen. Het gedrag wordt bepaald
door de relatieve flexibiliteitfactor η:
p
p
E
G
A
A
D
L
(6)
Waarin is:
L de lengte van de paal (in het zand)
D de diameter van de paal
Ap de doorsnede van de paal uitgaande van de buitendiameter
A de doorsnede van de paal; A = Ap voor een massieve paal
G de glijdingsmodulus van de grond
Ep de elastiteitsmodulus van de paal
Figuur 6.3 Correlatie tussen restkracht aan de paalpunt en dimensieloze Pile Flexibility Factor η
Met deze aanpak kan voor de Nederlandse praktijk een schatting worden uitgevoerd van de
restkracht aan de paalpunt voor een grondverdringende paal met diameter van 0,3 m.
Voor diverse paallengten is het berekeningsresultaat weergegeven in Figuur 6.4 .
L = 0,9 m tot 18 m (diepte in het zand)
D = 0,3 m
A/Ap =1 (massieve paal)
G = 40 MPa (kleine rekken)
Ep = 25.000 MPa (beton)
48
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 6.4 Restspanning aan de paalpunt; prefab paal 0,3 m; div. L/D-waarden
Op grond van dit model blijkt dat de restkracht aan de paalpunt tot een lengte/-
diameterverhouding van circa 10 beperkt zou blijven tot 50 kN. Het effect kan op grond
hiervan van beperkt belang worden geacht bij de interpretatie van proefbelastingen.
6.3 Conclusie
Voor een tweetal database met proefbelastingen zijn de restkrachten aan de paalpunt door
metingen vastgesteld. Uit zowel de gegevens van Xu (X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane
2008) als uit de gegevens van Alewneh (Alewneh 2000) alsmede uit de metingen van Zhang
(L.M.Zhang&HaoWang 2007) blijkt dat de invloed van de restspanningen tot een diepte van
in 20 D in de zandlaag beperkt is.
De Nederlandse rekenregels zijn gebaseerd op proefbelastingen, waarbij de restkrachten niet
zijn vastgesteld door het op nul stellen van de opnemers bij aanvang van de
proefbelastingen. Omdat de proefbelastingen voornamelijk zijn uitgevoerd op palen ondiep in
het zand is de geïntroduceerde onnauwkeurigheid beperkt.
Het ontbreken van de restspanningen in de analyses vormt geen aanleiding om de indertijd
bepaalde draagkrachtverdeling tussen paalpunt en paalschacht te veranderen.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
49
7 Afsnuiten – limietwaarden
7.1 Inleiding
Het empirische model Nederlandse rekenmodel is gebaseerd op een correlatie met de
conusweerstand voor de schachtwrijving en voor de draagkracht van de paalpunt. Voor de
paalpunt wordt een gewogen gemiddelde bepaald van de conusweerstanden in een traject
boven en onder de paalpunt. De uitkomsten van de berekeningen worden gemaximeerd op
een vaste waarde, het zogenaamde afsnuiten. In principe wordt hiermee een grens van het
rekenmodel aangegeven. Boven de limietwaarden is er geen relatie meer tussen de
conusweerstand en de betreffende draagkrachtcomponent. Een eventuele verhoging van de
limietwaarden zou voor de grondlagen met hoge conusweerstanden leiden tot een hogere
draagkracht van de paal. Omdat er geen proefbelastingen zouden zijn die hogere waarden
rechtvaardigen is indertijd gekozen voor het toepassen van limietwaarden.
Aan de hand van literatuur is nagegaan of er reden is om de werkwijze met limietwaarden
opnieuw in overweging te nemen.
7.2 Algemene beschouwing
Bij de evaluatie van proefbelastingsresultaten moet in vast gepakt zand (hoge qc) met een
hoge conusweerstand een keuze worden gemaakt tussen:
Eerst qc afsnuiten en daarna de factor bepalen; dit is geval A in onderstaande figuur
met als resultaat de waarde A;
qc niet afsnuiten en de factor bepalen; dit is geval B in de figuur met als resultaat de
waarde B.
De waarden van qs en qb in de ontwerpberekening volgens methode B blijven lager dan de
gemeten waarde, aangeduid met symbool .
In CUR-publicatie 236 Ankerpalen (CUR) is bij de evaluatie van de resultaten van een
proefbelasting voorgeschreven dat als de werkelijke conusweerstand qc hoger is dan de
limietwaarde qc;lim, eerst qc moet worden afgesnoten en dan de factor moet worden
bepaald, dat wil zeggen volgens A. Deze -waarde is alleen geldig voor het betreffende
project als de ankerpalen in dezelfde vast gepakte zandlaag met dezelfde qc (=qc;proefbelasting)
worden geplaatst als de proefpalen. Voor deze vast gepakte zandlagen wordt met deze -
waarde de gemeten schachtwrijving berekend. Voor zandlagen met qc<qc;lim is deze -
waarde mogelijk te gunstig, aangezien met deze -waarde een draagkracht wordt berekend
die niet in de meting is aangetoond.
In CUR-publicatie 2001-4 Ontwerpregels voor trekpalen (CUR) is methode B toegepast voor
de bepaling van t-waarden. Deze t-waarden zijn algemeen geldig binnen Nederland. Bij de
interpretatie van de proefresultaten is niet afgesnoten, hetgeen bij hoge qc leidt tot een lage
(veilige) waarde van t, namelijk B in de figuur. Bij de ontwerpberekening wordt wel
afgesnoten hetgeen opnieuw een (lage) veilige waarde van de draagkracht geeft, namelijk
punt B in de figuur.
Opmerking
CUR-publicatie 236 gaat over op trek belaste ankerpalen, en derhalve over de bepaling van
t. Voor de waarde van qc;lim is 20 MPa (groutankers en GEWI-palen) respectievelijk 15 MPa
(schroefinjectiepalen en ingetrilde ankerpalen) aangegeven. In de procedure is ook nog een
limietwaarde voor qs gegeven, namelijk 500 kPa (groutankers en GEWI-palen) respectievelijk
375 kPa (schroefinjectiepalen en ingetrilde ankerpalen).
50
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 7.1 Mogelijke werkwijzen bij interpretatie proefbelastingsresultaten
7.3 Puntweerstand
7.3.1 Huidige regelgeving en achtergrond
In NEN 9997-1 staat in art. 7.6.2.3(e) het volgende over het afsnuiten van de puntweerstand:
qb;max is de maximum puntweerstand, in MPa, die niet hoger mag zijn dan 15 MPa
De limietwaarde van 15 MPa is in 1977 door Te Kamp (TeKamp 1977) voorgesteld, waarbij
hij zich baseert op in Nederland uitgevoerde proefbelastingen. Hij zegt: "De maximum
waarde, die de paalpuntspanning in bezwijktoestand kan bereiken, hangt onder andere af van
de dichtheid, hoek van inwendige wrijving en de breuksterkte van de zandkorrels. In principe
moet de limietwaarde voor de paalpuntspanning van grondverdringende palen ongeveer
gelijk zijn aan de gemeten conusweerstand.” Wij passen de limietwaarde van 15 MN/m2 toe
omdat, voor zover bekend, er niet voldoende proefbelastingen voorhanden zijn die hogere
puntweerstanden hebben aangetoond. Wel zijn in Japan palen beproefd in vaste,
grindhoudende zandlagen die puntspanningen van 25 MN/m2 te zien gaven doch de gemeten
conusweerstand bedroeg in die lagen ongeveer 50 MN/m2."
Bij proefbelastingen op prefab betonpalen en stalen palen op de Maasvlakte
(Funderingstechnologie dec 1995) is voor de puntweerstand in zand met OCR < 2 een
limietwaarde aangetoond van 20 MPa, te gebruiken in combinatie met p = 0,8.
De API (American Petroleum Institute) (API october 2007) geeft in zijn aanbeveling een
limietwaarde van 12 MPa voor de puntweerstand in zeer vast gepakt zand en vast gepakt
grind. Volgens deze aanbeveling wordt de puntweerstand berekend als p0Nq.
qs of qb
A
B
qc;lim
B A
O qc;proefbelasting qc
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
51
7.3.2 Literatuurstudie
Foray,P., L. Balachowski, and J-L. Colliat, Bearing capacity of model piles driven into
dense overconsolidated sands (Foray.P&Balachowski.L&Colliat.J.L 1998)
Dit artikel gaat over modelproeven op open stalen buispalen. Markante resultaten zijn
gegeven in onderstaande figuren 8 en 9 uit de publicatie.
De puntweerstand betreft de pluggende paal. Dit is vastgesteld door proefbelastingen uit te
voeren na het gedeeltelijk of geheel uitboren van de plug.
Als bezwijkcriterium is een paalkopzakking van 10%D gekozen.
Tijdens het inheien van de paal is mogelijk verbrijzeling (crushing) opgetreden. Verbrijzeling
ontstaat volgens de auteurs bij een gemiddelde spanning van 10 MPa.
Figuur 7.2. Resultaten Foray et al.(1998)
In de figuren is ook het verloop van de in de proefopstelling gemeten conusweerstand
getekend. In figuur 8 is ook de API-lijn getekend met limietwaarde 12 MPa. De
proefresultaten geven een hogere limietwaarde, namelijk circa 15 MPa voor normaal
geconsolideerd zand en circa 20 MPa voor overgeconsolideerd zand. De limietwaarden
worden bereikt bij een verticale korrelspanning van meer dan 200 kPa, dat wil zeggen op een
diepte van meer dan 20 m. Uit figuur 9 blijkt de grote invloed van de horizontale spanning op
de puntweerstand en de conusweerstand.
52
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Tabel 1 in het artikel geeft de voorgestelde limietwaarden voor puntweerstand en
schachtwrijving.
Tabel 7.1 Limietwaarden volgens API
7.4 Schachtwrijving
7.4.1 Huidige regelgeving en achtergrond
Bij de bepaling van de schachtwrijving staat in art. 7.6.2.3(i) van NEN 9997-1:
qc;z;a is de conusweerstand bepaald volgens 7.6.2.3(i..k), waarbij pieken in het qc-diagram
hoger dan 12 MPa bij 12 MPa moeten zijn afgesnoten. Als de laag waarin de
gemeten conusweerstand (qc) een dikte heeft van meer dan 1 m mag zijn
afgesnoten bij de laagste in die laag gemeten qc-waarde met een maximum van
15 MPa, (zie figuur 7.j (hier niet opgenomen)).
Dit houdt in dat de schachtwrijving voor prefab palen (s = 0,010) gelimiteerd is tot 120 kN/m2
respectievelijk 150 kN/m2.
Voor grondverdringende in de grond gevormde paalschachten (s = 0,012 à 0,014) is de
schachtwrijving gelimiteerd tot 144 kN/m2 respectievelijk 210 kN/m
2.
Te Kamp (TeKamp 1977) meldt in 1977 dat de wrijvingsweerstand van grondverdringende
palen meestal wordt gelimiteerd tot 120 kN/m2. Alleen als proefbelastingen hogere waarden
aangeven, mogen deze worden gebruikt.
Bij proefbelastingen op prefab betonpalen en stalen palen op de Maasvlakte
(Funderingstechnologie dec 1995) is voor de schachtwrijving in zand met OCR < 2
aangetoond van 230 kPa. In het onderste deel (tot 0,8Deq boven de paalpunt) is een hogere
waarde gevonden.
De API (American Petroleum Institute) (API october 2007) geeft in zijn aanbeveling een
limietwaarde van 115 kPa voor de schachtwrijving in zeer vast gepakt zand en vast gepakt
grind. Volgens deze aanbeveling wordt de schachtwrijving berekend als Kp0tan. Opgemerkt
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
53
wordt dat 115 kPa een zeer lage waarde is. Bij proefbelastingen (onder andere Eemshaven)
zijn veel hogere waarden gevonden, namelijk oplopend tot 300 à 600 kPa vlak boven de
paalpunt.
7.4.2 Literatuurstudie
Foray,P., L. Balachowski, and J-L. Colliat, Bearing capacity of model piles driven into
dense overconsolidated sands (Foray.P&Balachowski.L&Colliat.J.L 1998)
Dit artikel over modelproeven op open stalen buispalen in dicht gepakt zand biedt ook
interessante informatie over schachtwrijving. Een markant resultaat is gegeven in
onderstaande figuur 11 uit de publicatie.
Figuur 7.3 Frictie vs horizontale beperkte druk
De wrijvingsweerstand neemt uiteindelijk toe to maximaal circa 300 kPa bij een horizontale
korrelspanning van meer dan 500 kPa.
De in het artikel voorgestelde limietwaarde voor de schachtwrijving is gegeven in de Tabel
7.1.
Bustamante, M., M. Gambin, L. Gianeselli, Pile design at failure using the Menard
pressuremeter: an up-date (Bustamante.M&Gambin.M&Gianeselli.L 2009)
Het artikel geeft een overzicht van resultaten van proefbelastingen op verschillende palen
gedurende de afgelopen 30 jaar. Het grondonderzoek bij de beschouwde projecten heeft
bestaan uit Ménard pressiometerproeven. Figuur 2 uit de publicatie geeft de schachtwrijving
als functie van de limietdruk voor verschillende paaltypen (in vast gepakt zand plm> 2,5 MPa).
Lijn Q10 is alleen van toepassing op palen in verweerd gesteente.
Voor palen in zand geldt bijvoorbeeld:
lijn Q1 voor geheide open stalen buispalen, qs 50 kPa;
lijn Q2 voor geheide gesloten stalen buispalen, H-palen en damwandprofielen,
qs 110 kPa;
lijn Q3 voor geheide prefab beton palen en geheide, in de grond gevormde
betonpalen, qs 160 kPa;
lijn Q4 voor avegaar palen (CFA), qs 220 kPa;
lijn Q8 voor geheide gegroute palen, qs 550 kPa.
54
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 7.4
7.5 Conclusie
Puntweerstand
Uit de beschikbare informatie en de onderzochte literatuur lijkt geen aanleiding te bestaan de
huidige limietwaarde voor de puntweerstand, 15 MPa, te verhogen. Sommige publicaties
geven een waarde van 20 MPa maar dit betreft dan overgeconsolideerd zand, of een
speciaal paaltype (gegroute paal met kleine diameter).
Wrijvingsweerstand
Verhoging van de limietwaarde van de schachtwrijving lijkt wel een reële optie. Concrete
uitwerking van een voorstel vraagt een nadere studie.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
55
8 Verdichting door groepseffect
8.1 Verdichting in relatie tot qc - factor f1
Bij het aanbrengen van grondverdringende palen zal verdringing plaatsvinden gelijk aan
verdringingsvolume van de paal. Verdichting betekent een volumeafname van het
korrelskelet rond de paalschacht. CUR-publicatie 2001-4Trekpalen (CUR) geeft hiervoor de
verdichtingsfactor f1. Hierbij is voor de verdichtingszone 6Deq gehanteerd. De onderstaande
tabel geeft het verwachte effect, afhankelijk van de initiële relatieve dichtheid.
Relatieve
dichtheid Re
zand
Verdichting door
heien
Volumeafname
door verdichting
Horizontale
opspanning door
grondverdringing
Effect op
schachtwrijving
Laag ++ ++ - tot + +
Matig + + + +
Hoog - 1) - tot - - ++ ++
Legenda
++ Veel
+ Matig
- Weinig
- - Zeer weinig
1) eerder verbrijzeling
Tabel 8.1 Verwacht effect aanbrengen grondverdringende paal
Zand met lage relatieve dichtheid en lage conusweerstand
door inheien van een grondverdringende paal zal verdichting optreden van de zone
rondom de paal, afhankelijk van de in de grondgebrachte energie. De spanningen rondom de
paal zullen niet of nauwelijks veranderen. Door de verdichting zal de conusweerstand en
derhalve de schachtwrijving toenemen.
Zand met hoge relatieve dichtheid en hoge conusweerstand
door inheien van een grondverdringende paal zal eerder opspanning optreden dan
verdichting (of i.c.m. met enige verdichting / verbrijzeling) in de zone rondom de paal.
Hierdoor zal een aanzienlijke verhoging van de horizontale spanningen op de paalschacht
optreden en derhalve een hogere schachtwrijving. Of de hogere schachtwrijving ook leidt tot
een hogere effectieve draagkracht per paal in een groep is ook afhankelijk van de
paalafstanden i.c.m. de afdrachtmogelijkheden naar de omgeving in het draagkrachtige
zandpakket.
In de systematiek van CUR 2001-4 is met de factor f1 een relatie gelegd tussen toename in
Re door afname van het poriëngetal e en de toename van de conusweerstand qc. Dit effect
zou voor op druk belaste paalgroepen verder kunnen worden gekwantificeerd door een
hogere schachtwrijving, voor zover deze niet de al de limietwaarde had bereikt. Figuur 8.1
geeft het verloop van de factor f1 als functie van de hart-op-hart-afstand s van de palen en het
initiële poriëngetal e0. Tevens geeft Figuur 8.1 de verdichtingsgraad. Een verdichtings-
percentage (eigenlijk verdringingspercentage) van meer dan 7 à 8% is niet realistisch.
56
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
In CUR 2001-4 is tevens aangegeven hoe e0 uit de conusweerstand qc en de verticale
korrelspanning berekend kan worden. De formule, die geldig is voor normaal geconsolideerd
zand, is hier niet verder beschouwd. Ten behoeve van figuur 8.1 is als ingang direct een
waarde voor e0 gekozen.
verdringingspercentage
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0
s/Deq [-]
f1 [
-]
e0 = 0,4 e0 = 0,6 e0 = 0,8
delta (e) = 0,4
8,7 6,4 4,9 3,9 3,1 2,6 2,2
Figuur 8.1 Verdichtingsfactor f1 voor een paal in een symmetrisch palenveld
Paal in een rij
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0
s/Deq [-]
f 1 [
-]
e0 = 0,4 e0 = 0,6 e0 = 0,8
delta (e) = 0,4
Figuur 8.2 Verdichtingsfactor f1 voor een paal in een palenrij
De in CUR 2001-4 gegeven formule voor f1 gaat uit van een enigszins arbitrair gekozen
invloedsgebied met een straal van 6Deq. Voor een paalafstand groter dan 6Deq geldt f1 = 1,0.
Het verdient aanbeveling de grootte van het invloedsgebied nader te onderbouwen.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
57
8.2 Spanningsverhoging ondergrond - factor f2
Afdracht van de paalbelasting in bovenliggende lagen leidt bij een op druk belaste paalgroep
tot spanningsverhoging in de funderingslaag, waar de paalpunt in geplaatst is. Deze
spanningsverhoging wordt niet expliciet in rekening gebracht.
Bij de berekening van de trekweerstand van palen wordt de spanningsverlaging door een
paalgroep wel in rekening gebracht, aangezien deze spanningsverlaging leidt tot een lagere
weerstand. In CUR 2001-4 is hiervoor de factor f2 opgenomen (voor paalgroep f2 < 1).
Bij op druk belaste palen leidt de spanningsverhoging tot een hogere draagkracht. De
spanningsverhoging zou door middel van de factor f2, die bij op druk belaste palen uiteraard
groter is dan 1,0 (f2 > 1), in rekening kunnen worden gebracht, hetgeen zou leiden tot een
hogere draagkracht. Dit zou voor een aantal gevallen nader moeten worden geanalyseerd,
bijvoorbeeld met een 3D model om een inschatting te maken van de te verwachten invloed.
8.3 Praktijkmetingen
8.3.1 Bouwput Oosterdokseiland Amsterdam
Voor bouwproject Oosterdokseiland te Amsterdam is door middel van berekeningen en
metingen (sonderingen) geverifieerd of de hiervoor vermelde berekening van de factor f1 een
veilige, betrouwbare voorspelling van de heiverdichting geeft. Enkele gegevens: - prefab beton palen 450 mm (Deq = 508 mm), lengte circa 20 m; - hart-op-hart-afstand 1,8 x 1,8 m; - paalpuntniveau NAP -25/-26 m; - controlesonderingen ter verificatie van de heiverdichting; - gemiddelde verhouding s / D = 1,8 / 0,508 = 3,5 hetgeen betekent dat gemiddeld 8
palen binnen de invloedszone 6Deq vallen; - gemiddelde verdringingsgraad 0,45
2 / 1,8
2 = 6,3% .
In een paalgroep is, alvorens de laatste paal te installeren, een sondering op de locatie van
die paal gemaakt om het verdichtingseffect van de overige palen in de groep te kunnen
bepalen.
De gemeten conusweerstand, zie Figuur 8-4, in de vaste zandlaag na het heien van de palen
blijkt, afgezien van uitschieters, circa 2 x hoger te liggen dan de gemeten conusweerstand na
het ontgraven van de bouwput. Dit is ongeveer gelijk aan de theoretische waarde voor f1.
Opgemerkt wordt dat rondom het paalpuntniveau de verhouding ongeveer 1,5 bedraagt.
58
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 8.3 Palenplan en sondeerlocaties bouwput Oosterdokseiland
16 18 20 22 24 26 28 30 Conusweerstand,q c [MPa]
.0 .1 .2 .3 .4 .5
Wrijvingsweerstand,f s [MPa]
0246810
Wrijvingsgetal,R f [%]
a
Opdr. 1004-0044-001
Sond. DKM EX2
AANVULLEND ONDERZOEK KAVEL 3 - 5 OOSTERDOKSEILAND
AMSTERDAM
Sondering volgens norm NEN 5140: klasse 2conustype cylindrisch elektrisch a afwijking van de vertikaal
Opg. : PLD/GFR d.d. 02-Sep-2004
Get. : KGR d.d. 06-sep-2004
conus : F7.5CKE/B X = 122442.828
Y = 487726.276
SONDERING MET PLAATSELIJKE KLEEFMETING
MV = NAP m-6.33
35
37
38
36
37
37
30
35
31
-30
-29
-28
-27
-26
-25
-24
-23
-22
-21
-20
-19
-18
-17
-16
-15
-14
-13
-12
-11
-10
-9
-8
-7
-6
-5
Die
pte
t.o
.v. N
AP
[m
]
0 2 4 6 8 10 12 14
01
1
2
2
2
3
-30
-29
-28
-27
-26
-25
-24
-23
-22
-21
-20
-19
-18
-17
-16
-15
-14
-13
-12
-11
-10
-9
-8
-7
-6
-5
Die
pte
t.o
.v. N
AP
[m
]
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 Conusweerstand,q c [MPa]
.0 .1 .2 .3 .4 .5
Wrijvingsweerstand,f s [MPa]
0246810
Wrijvingsgetal,R f [%]
a
38
47
59
62 65 67 66 67 72
73 68 52
46
46 36 34
38
37
34
37
44
43 34
36
36 32
30
34
31
35
34
36
34
00
0
0
0
0
0
SONDERING MET PLAATSELIJKE KLEEFMETING
AANVULLEND ONDERZOEK KAVEL 3 - 5 OOSTERDOKSEILAND
PLD/GFR
AMSTERDAM
Get. :
Opg. :
KGR 06-sep-2004
02-Sep-2004d.d.
d.d.
Sond.
Opdr.
a afwijking van de vertikaal conustype cylindrisch elektrischSondering volgens norm NEN 5140: klasse 2
-6.00
F7.5CKE/B
MV = NAP
conus :
m 487726.653
122419.535
Y =
X =
DKM EX3
1004-0044-001
na ontgraven na heien palen
Figuur 8.4 Vergelijking qc DKM EX2 (voor) met DKM EX3 (na)bouwput Oosterdokseiland
PPN
NAP -25/-26 m
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
59
-35
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5
Verandering conusweerstand ---->
Die
pte
in
m t
.o.v
. N
AP
EX3; na heien ten
opzichte van EX2 na
ontgraven
Figuur 8.5 Gemeten verandering qc door heien van palen
8.3.2 Bouwput HSL Ringvaartaquaduct
Voor bouwput HSL Ringvaartaquaduct te Abbenes is door middel van metingen
(sonderingen) geverifieerd wat de toename van de conusweerstand door het aanbrengen
heien van palen is. Enkele gegevens:
Vibro-combipalen D = 508 mm, lengte circa 30 m;
hart-op-hart-afstand circa 2,5 x 2,5 m;
paalpuntniveau NAP -30/-31 m;
controlesonderingen ter verificatie van de heiverdichting;
gemiddelde verhouding s / D = 2,5 / 0,508 = 4,9 hetgeen betekent dat gemiddeld 4
palen binnen de invloedszone 6Deq vallen;
gemiddelde verdringingsgraad ¼ 0,5082 / 2,5
2 = 3,3%.
De gemeten conusweerstand in de vaste zandlaag na het heien van de palen blijkt circa ten
minste 1,5 x hoger te liggen dan de gemeten conusweerstand na het ontgraven van de
bouwput. Dit is hoger dan de theoretische waarde f1 = circa 1,2. Opgemerkt moet worden dat
de sondering na heien niet ter plaatse van een nog te heien paal is uitgevoerd maar tussen
de palen in.
PPN
NAP -25/-26 m
60
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 8.6 Bouwput HSL Ringvaartaquaduct
Vergelijking sondering DKM4 (voor) met DKM6-01 (na)
-40
-35
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0
0 10 20 30 40
Conusweerstand in MPa
Die
pte
t.o
.v.
NA
P
voor het heien
na het heien
Figuur 8.7 Vergelijking qc sondering DKM4 (voor) met DKM6-01 (na)
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
61
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
-40,00-35,00-30,00-25,00-20,00-15,00-10,00
diepte (m NAP)
qc n
a /
qc v
oo
r
Figuur 8.8 Verhouding qc sondering DKM4 (voor) met DKM6-01 (na)
8.3.3 Westpoort Amsterdam
Voor een bouwproject in Westpoort Amsterdam zijn prefab palen geheid in een palenplan met
2-, 3- en 4-paalspoeren, zie Figuur 8.9. Het palenveld is niet zeer dicht. De stramienmaat
bedraagt circa 5,5 m. Enkele gegevens:
prefab beton palen 320 en 350 mm (Deq = 361 en 394 mm), lengte circa 24 m;
hart-op-hart-afstand s en verhouding s / D:
o 2-paalspoer 320 mm s = 1,2 m s / D = 3,3
o 3-paalspoer 320 mm s = 1,1 m s / D = 3,0
o 4-paalspoer 350 mm s = 1,4 m s / D = 3,6
theoretisch paalpuntniveau NAP -23,5 m; controlesonderingen ter verificatie van de heiverdichting, zie Figuur 8.10 t/m Figuur 8.12.
Figuur 8.9 Paalgroepen
4-paalspoer 350 mm
hart-op-hart-afstand 1,4 m
3-paalspoer 320 mm
hart-op-hart-afstand 1,1 m
62
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
2-paalspoer, sondering vooraf 2-paalspoer, sondering achteraf
Figuur 8.10 Sonderingen 2-paalspoer (paalpuntniveau NAP -23,5 m)
3-paalspoer, sondering vooraf 3-paalspoer, sondering achteraf
Figuur 8.11 Sonderingen 3-paalspoer (paalpuntniveau NAP -22,5 à -23,5 m)
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
63
4-paalspoer, sondering vooraf 4-paalspoer, sondering achteraf
Figuur 8.12 Sonderingen 4-paalspoer (paalpuntniveau NAP -21 à -22,5 m)
Bij alle sonderingen die achteraf zijn gemaakt, is een duidelijk hogere conusweerstand
gemeten dan bij de nabij gelegen sondering die vooraf is gemaakt. De gemiddelde
verdichtingsfactor f1 in de grondlaag tussen NAP -20 m en NAP -25 m bedraagt 1,4 waarbij in
de 4-paalspoer de hoogste waarde is gevonden (f1;gem = circa 1,7).
Zelfs bij een 2-paalspoer, eigenlijk een palenrij, is een duidelijke toename van de
conusweerstand geconstateerd. De momenteel beschikbare gegevens geven hiervoor geen
verklaring. Mogelijk spelen de eigenschappen van het zand (korrelverdeling, korrelvorm,
siltgehalte) een grote rol in het verdichtingseffect. Het wrijvingsgetal in deze zandlaag is
kleiner dan 1,0 hetgeen duidt op een grove korrel en/of grind.
Bovenstaande houdt in dat sonderingen alleen niet voldoende zijn om het fenomeen goed te
kunnen verklaren. Nader onderzoek naar de eigenschappen van het zand is vereist.
8.4 Literatuur
Klotz, E. U. and Coop,M. R. An investigation of the effect of soil state on the capacity of
driven piles in sands (Klotz.E.U.&Coop.M.P 2001)
Dit artikel gaat over metingen in centrifugeproeven, waarbij modelpalen in het zand zijn
gedrukt. Er zijn geen proefbelastingen op de palen uitgevoerd. Er zijn verschillende soorten
zand gebruikt, waarbij voor iedere zandsoort met behulp van triaxiaalproeven de critical state
line (CSL) is bepaald.
Uit de centrifugeproeven bleek volgens de auteurs overduidelijk dat de in situ toestand,
gedefinieerd als de combinatie van dichtheid en spanningsniveau (ten opzichte van CSL),
bepalend is voor de draagkracht van de palen. Omdat niet voldoende proefbelastingen
bekend zijn, waarbij ook de CS van het zand bepaald kan worden, is het de auteurs niet
gelukt een ontwerpregel op te stellen.
Coop, M. R., E. U. Klotz and L. Clinton The influence of the in situ state of sands on the
load–deflection behaviour of driven piles (Coop.M.R.&Klotz.E.U.&Clinton.L 2005)
64
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Dit artikel gaat over centrifugeproeven op ingedrukte palen, waarbij de invloed van de in situ
volume - stress state, zie Figuur 8.13, op het last-vervormingsgedrag van de palen is
onderzocht.
Figuur 8.13
8.5 Geologie - locatie – heterogeniteit
Wellicht is de mate van groepswerking afhankelijk van de locatie en variaties in de
ondergrond. Dit zou moet blijken uit metingen op diverse locaties in Nederland met mogelijk
verschillende resultaten voor de verdichting (na-sonderingen). De huidige studie levert
hierover geen uitsluitsel.
8.6 Conclusie
Verdichtingsfactor f1
Gezien de ervaringen met gerealiseerde bouwprojecten lijkt het gerechtvaardigd de
verdichtingsfactor f1 voor grondverdringende palen, zoals bekend uit de berekening van de
trekweerstand van palen volgens CUR-publicatie 2001-4, ook toe te passen voor de
berekening van de draagkracht van op druk belaste palen. Daarbij is het nodig de
randvoorwaarden nog nader vast te stellen, om te voorkomen dat een te gunstige waarde
voor f1 wordt berekend, bijvoorbeeld in kleine, zeer dichte paalgroepen.
Nader onderzoek naar de verdichting bij paalgroepen dient te bestaan uit sonderingen in het
hart van een paalgroep, voordat palen binnen het invloedsgebied zijn aangebracht en nadat
palen binnen het invloedsgebied zijn aangebracht. De sonderingen voorafgaand aan het
aanbrengen van de palen dienen uitgevoerd te worden na ontgraven van de bouwput om te
voorkomen dat het beeld vertroebeld wordt door het effect van de ontgraving van de bouwput
op de conusweerstand.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
65
Ook is nader onderzoek nodig naar het invloedsgebied ter onderbouwing van de rekenregel
6Deq. Hiervoor zijn sonderingen achteraf op verschillende afstand tot de paalgroep nodig.
Daarbij is ook onderzoek gewenst naar de eigenschappen van het zand (korrelverdeling,
korrelvorm, siltgehalte) aangezien die waarschijnlijk een belangrijke rol spelen bij de mate
van verdichting.
Het onderzoek dient ook uitsluitsel te geven naar de mate van verdichting beneden de
paalpunt. De sonderingen en boringen dienen daarom tot tenminste 4Deq beneden de
paalpunt te worden doorgezet.
Het lijkt zinvol bovenbeschreven onderzoek bij een nader te bepalen aantal (bijvoorbeeld ten
minste 10) bouwprojecten uit te voeren en per bouwproject op ten minste drie locaties de
opgetreden verdichting vast te stellen.
Volgens CUR-publicatie 2001-4 dient toepassing van een verdichtingsfactor f1> 1 altijd
gepaard te gaan met controlesonderingen achteraf. Voor het bouwproces is dit ongewenst,
vanwege het risico dat in een laat stadium pas duidelijkheid ontstaat omtrent het gekozen
paalpuntniveau. Het onderzoek zou een betrouwbare rekenregel op moeten leveren, die
zonder controlesonderingen achteraf behoeft te worden aangetoond.
Spanningsverhogingsfactor f2
De spanningsverhogingsfactor f2 leidt bij op druk belaste palen in een paalgroep tot een
verhoogde draagkracht. Hoewel hiermee winst is te behalen, is een aanvullende studie naar
de grootte van deze factor voor op druk belaste paalgroepen nodig. Vooralsnog wordt
aanbevolen het effect van de spanningsverhoging niet in rekening te brengen.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
67
9 Invloed positieve wrijving - base effect
9.1 Algemene beschouwing
Een hoge schachtwrijving tijdens paalinstallatie geeft bij grondverdringende palen een
opspanning van de grond onder de paalpunt (bekend als baseeffect).De schachtwrijving
wordt bepaald door wandruwheid, horizontale spanningen en de wrijvingseigenschappen van
het zand. Uit berekeningen met DIKA (P.van den Berg 1996) blijkt dat de sondeerweerstand
met 50% afneemt als de wrijving van de sondeerstang direct boven de paalpunt op nul wordt
gesteld. Dit toont aan dat er een sterke koppeling kan zijn tussen schacht- en puntweerstand.
9.2 Literatuur
Borghi, X., D.J. White, M.D. Bolton, S. Springman, Empirical pile design based on cone
penetrometer data: an explanation for the reduction of unit base resistance between cpts and
piles (Borghi.X&White.D.J.&Bolton.M.D.&Springman.S 2001)
De puntweerstand wordt veelal berekend uit de conusweerstand met formule (1):
De factor voor de berekening van de puntweerstand is volgens de auteurs belangrijk kleiner
dan 1,0 zie de grafiek in Figuur 9.1. Voor veel voorkomende palen 300 à 500 mm zou deze
factor ongeveer 0,5 à 0,4 zijn, dat wil zeggen belangrijk lager dan de in Nederland
gehanteerde p-waarden (0,5 à 1,0). Andere onderzoekers komen op basis van dezelfde data
tot een minder ongunstige conclusie, namelijk een factor van 0,6, zie ook CUR-publicatie 229
(CUR 2010).
Een mogelijke verklaring is volgens de auteurs de invloed van de schachtwrijving nabij de
paalpunt, zie Figuur 9.2. Naast formule (1) kan de puntweerstand berekend worden
uitgaande van de verticale korrelspanning op paalpuntniveau, formule (2). De auteurs stellen
evenwel formule (3) voor, waarin x de verhoogde verticale korrelspanning direct naast de
paalschacht ten gevolge van de schachtwrijving is.
Door middel van centrifugeproeven op ingedrukte palen hebben de auteurs aangetoond dat
de wandruwheid, en dus de schachtwrijving, van invloed is op de puntweerstand van de
palen. Hiermee achten ze te hebben aangetoond dat formule (3) een betrouwbare
voorspelling van de puntweerstand geeft.
68
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 9.1
De auteurs nemen, gebaseerd op het in modelproeven waargenomen
vervormingsbeeld rondom de paal, de breedte W gelijk aan de paaldiameter D.
Figuur 9.2
White, D.J., A general framework for shaft resistance on displacement piles in sand
(White.D.J. 2005)
White beschouwt het spanningsverloop in een grondelement direct naast de paalschacht
tijdens het heien of drukken van een paal en leidt een formule voor de schachtwrijving af. In
eerste instantie loopt de schachtwrijving hoog op maar door het verder inbrengen van de paal
neemt deze weer af (friction fatigue), zie Figuur 9.3.
c
c
b
rsfD
hqAa
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
69
Figuur 9.3
9.3 Conclusie
De huidige studie levert geen aanknopingspunten ten aanzien van dit onderwerp.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
71
10 Wijze van beproeven - invloed reactiepalen
10.1 Huidige regelgeving
In de uitvoeringsnorm NEN 6745-1 voor drukpalen, staat in art. 6.1.2 aangegeven dat gebruik
gemaakt kan worden van reactiepalen. Hierbij wordt aanbevolen om “de elementen waaraan
de reactiekrachten worden ontleend te plaatsen op een niveau dat beneden de voet van de
proefpaal of proefpalen ligt, op een horizontale afstand van ten minste 5 m uit de lijn van de
as van de dichtstbijzijnde proefpaal”, zie Figuur 10.1.
Bij de proef aan de Kruithuisweg te Delft is deze procedure toegepast met reactiepalen op
een afstand van 5,0 m. Stel er waren 4 reactiepalen dan zou de h.o.h.-afstand van de
reactiepalen 7,0 m zijn. Volgens CUR publicatie 2001-4 Ontwerpregels voor trekpalen hoort
hier een reductiefactor f2 voor grondontspanning bij ten gevolge van de trekkracht in de grond
van orde 0,92 (varieert met de diepte). Een dergelijke invloed van de reactiepalen is volgens
dit rekenmodel significant en betekent dat de met de proefbelasting bepaalde draagkracht
van een alleenstaande paal een onderschatting is van de werkelijke draagkracht.
Figuur 10.1 Figuur 1(e) uit NEN 6745-1
NEN-EN-ISO 22477-1 (Ontwerp), art. 4.2, eist als minimum maat voor de afstand (dagmaat)
tussen de paal en de verankering de grootste waarde van 2,5 m of 3Db. Voor kleefpalen en/of
bij gebruik van ankers kan een grotere afstand gewenst zijn.
For all these reaction systems the clear distance between the test pile and the nearest edge of the
kentledge support or the anchorage shall be at least 2,5 m or 3 Db, whichever is the greatest. These
requirements might be more severe for test piles that act predominantly through skin friction or when
using ground anchors as a reaction device.
72
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
10.2 Aanbevelingen
Het verdient aanbeveling de invloed van trekpalen op de bij een proefbelasting gemeten
draagkracht nader te kwantificeren. Zeker indien voor de minimum afstand (dagmaat) tussen
de paal en de verankering de grootste waarde van 2,5 m of 3Db wordt aangehouden(NEN-
EN-ISO 22477-1), is het waarschijnlijk dat voor de uiterste draagkracht op druk een te lage
waarde wordt gevonden. De studie zou moeten uitmonden in een rekenregel voor de
gewenste dagmaat tussen paal en verankering.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
73
11 Windbelasting
11.1 Inleiding
In dit hoofdstuk wordt ingegaan op de vraag of het gezamenlijk in rekening brengen van de
windbelasting en de belasting als gevolg van negatieve kleef leidt tot overdimensionering van
de paalfundering.
Ten behoeve van dit onderzoek is een aantal berekeningen uitgevoerd door de
Ingenieursbureaus van de gemeenten Amsterdam en Rotterdam en door Strukton. Deze
worden in dit rapport behandeld.
11.2 Achtergrond
Negatieve kleef, een neerwaartse belasting op een funderingspaal, wordt veroorzaakt door
wrijving als gevolg van een relatieve verplaatsing (zakking) van de grond langs de paal. De
negatieve kleefbelasting wordt gewoonlijk berekend door een geotechnisch adviseur in de
fase dat aan het ontwerp van een fundering wordt gewerkt.
Belastingen vanuit de bovenbouw worden berekend door een constructeur. Deze maakt
onderscheid in blijvende, veranderlijke en buitengewone belastingen en bepaalt daaruit
representatieve belastingen die voor het ontwerp van een constructie, inclusief de fundering,
worden gebruikt. De constructeur maakt in de meeste gevallen het palenplan van waaruit de
geotechnisch adviseur zijn werkzaamheden start.
Windbelasting is een veranderlijke belasting. De karakteristieke waarden van de veranderlijke
belastingen voor gebouwen zijn in het algemeen gebaseerd op een ontwerplevensduur van
50 jaar. Gebouwen worden gedurende die 50 jaar vaak maar kort belast door (veel) wind.
Ook als sprake is van een belasting gedurende een aantal uren is in geotechnische zin
sprake van een kortstondige belasting.
De vraag kan worden gesteld of die windbelasting wel uitgeoefend wordt op de paalfundering
en zo ja, wordt die dan opgenomen door de dieper gelegen draagkrachtige zandlaag, of
wordt de windbelasting al in de bovenlagen afgedragen en bereikt deze niet, of slechts ten
dele de funderingszandlaag. Uitgangspunt bij deze vraag is de grondgesteldheid in het
westen van Nederland. Daar bevindt zich in veel gevallen een antropogene laag op slappe
Holocene grondlagen, bestaande uit klei en veen. Deze grondlagen zorgen voor de negatieve
kleefbelasting. Daaronder bevindt zich op een variërende diepte de Pleistocene zandlaag
waaraan de funderingspalen hun draagkracht ontlenen.
In het verleden zijn metingen verricht tijdens de bouw van de straalverbindingstoren te Hoorn,
o.a. om vast te stellen of windvlagen meetbaar waren, ook in de funderingspalen. Uit dat
onderzoek kwam naar voren dat, in tegenstelling tot wat algemeen werd verwacht, tijdens de
metingen ook in de funderingspalen rek- en spanningswisselingen werden waargenomen en
dat deze in dezelfde orde grootte waren als die in de torenschacht (StichtingBouwResearch
1994). Hoe deze extra belasting door de palen werd overgedragen aan de grond is daarbij
echter niet gemeten.
11.3 Aanpak
De doelstelling van dit onderzoek is de vraag te beantwoorden of reductie van de belasting
op een funderingspaal geoorloofd zou kunnen zijn in het geval er sprake is van een
74
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
gecombineerde belasting door wind en negatieve kleef. En indien dit zo is, of er dan sprake is
van een significant ontwerpvoordeel.
Deze vragen in dit rapport worden beantwoord op basis van een oriënterend onderzoek, dat
wil zeggen dat eventuele conclusies die duiden op een ontwerpvoordeel niet meer dan een
voorlopig karakter kunnen hebben.
Om de vragen te kunnen beantwoorden, is gebruik gemaakt van bestaande bronnen. Er zijn
geen meetprogramma’s uitgevoerd. Het eventuele ontwerpvoordeel is bepaald aan de hand
van berekeningen. Daarbij ging het er om of de gewoonlijk in de bovenlagen aangenomen
negatieve kleef tijdens windbelasting wellicht vermindert en zelfs verandert in positieve kleef,
omdat de paal als gevolg van de windbelasting tijdelijk wat verder in de funderingszandlaag
wordt gedrukt en tevens tijdelijk elastisch verkort.
De berekeningen zijn aan de hand van enkele belastingsgevallen uitgevoerd met twee
verschillende rekenmodellen:
MFoundation;
INTER.
MFoundation is een rekenmodel dat is gebaseerd op de toetsing van de verticale draagkracht
van een paalfundering volgens de semi-empirische formules in de vigerende Nederlandse
normen. De interactie tussen de negatieve kleefbelasting en de windbelasting kan er niet mee
worden berekend. Wel kan de paalzakking onder een zekere belasting worden vastgesteld.
En kan vervolgens handmatig de mate van interactie worden benaderd.
INTER is een rekenmodel dat ca. 20 jaar geleden binnen Gemeentewerken Rotterdam is
ontwikkeld en vervolgens binnen Strukton verder is verfijnd (GemeentewerkenRotterdam
1993). Het rekenmodel maakt gebruik van de semi-empirische formules in de vigerende
Nederlandse normen. Ook worden de in die normen weergegeven mobilisatiegrafieken
gebruikt voor de relaties tussen de paalpuntzakking en de puntweerstand en tussen de
relatieve verplaatsing van de paalschacht (ten opzichte van de omringende grond) en de
schachtweerstand. Het rekenmodel resulteert o.a. in het verloop van de normaalkracht in de
paal en in de zakking van de paal.
11.4 Beschouwd gebouw
Voor de berekeningen is uitgegaan van een gebouw in de Rotterdamse ondergrond,
gefundeerd op prefab betonpalen met een oppervlakte van 50 x 15 m2. De hoogte van het
gebouw is gevarieerd (20, 40, 60, 80 en 120 m), om een indruk te krijgen van de relatieve
bijdrage van de windbelasting (Figuur 11.1 ).
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
75
Figuur 11.1 Het beschouwde gebouw
Onder het gebouw is een palenplan ontworpen, waarbij voor de bruikbaarheidsgrenstoestand
is uitgegaan van een totale paalbelasting van 1.600 à 1.800 kN (incl. wind en excl. negatieve
kleef). Naarmate het gebouw hoger wordt, neemt de dichtheid van het palenveld toe (Figuur
11.2 ).
Figuur 11.2 De beschouwde palenplannen.
Aangenomen is dat de wind loodrecht aangrijpt op de lange zijde van het gebouw. De
blijvende belasting bedraagt 3,5 kN/m3, de veranderlijke belasting 2,5 kN/m
2. De
combinatiefactor (ψ) is 0,3. De berekeningen zijn uitgevoerd op basis van NEN 6702 met
voor de uiterste grenstoestand een belastingsfactor van 1,2 voor de blijvende en van 1,5 voor
de veranderlijke belasting. De berekeningen zijn zowel gemaakt voor de bruikbaarheids-
grenstoestand (BGT) als de uiterste grenstoestand (UGT) (Tabel 11.1).
76
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Tabel 11.1 Berekende maximale en minimale paalbelastingen
In Tabel 11.1 zijn de belastingen op de randpalen gegeven. Deze worden het meest belast en
ontlast door wind. Uit tabel 1 blijkt dat het aandeel van de belasting door wind in percentages
van de totale belasting toeneemt. In de BGT is dit van 65 op 1.565 kN bij 20 m hoogte (4%)
naar 634 op 1.675 kN bij 120 m hoogte (38%). Voor 40, 60 en 80 m hoogte zijn deze
percentages respectievelijk 9, 19 en 25%. De windbelasting levert in dit geval pas een
significante bijdrage aan de paalbelasting bij gebouwhoogten van meer dan 40 m (bijdrage ≥
10%).
11.5 Rekenmodellen
Er zijn met twee rekenmodellen berekeningen uitgevoerd. Deze worden hierna kort
beschreven.
11.5.1 MFoundation
MFoundation is een rekenmodel dat wordt gebruikt voor het ontwerpen van paalfunderingen.
Op basis van één of meer sonderingen en een vooraf gekozen paaltype met bepaalde
afmetingen en een bepaald paalpuntniveau berekent het model de puntweerstand, de
wrijvingsweerstand en de eventuele negatieve kleefbelasting. Bovendien berekent het
rekenmodel de zakking van de paalkop (= zakking van de paalpunt + elastische verkorting +
samendrukking van eventueel aanwezige dieper gelegen samendrukbare grondlagen onder
het paalpuntniveau) onder invloed van de uitgeoefende belastingen.
Het rekenmodel maakt gebruik van de in NEN 6743-1 gegeven formules en grafieken.
De interactie tussen de negatieve kleefbelasting en de windbelasting kan niet met het
rekenmodel worden berekend. Wel kan de paalzakking onder een zekere belasting worden
vastgesteld. Indien wordt uitgegaan van een gecombineerde belasting bestaande uit
blijvende belasting, windbelasting en negatieve kleef, dan kan daarbij de paalkopzakking
worden bepaald, bestaande uit de paalpuntzakking en elastische verkorting van de
funderingspaal (de samendrukking van dieper gelegen grondlagen wordt in dit geval
verwaarloosbaar verondersteld). De toename van de paalkopzakking als gevolg van de
windbelasting leidt tot extra zakking van de paalkop en daarmee tot afname van de negatieve
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
77
kleef belasting. De grootte van deze afname kan worden berekend met behulp van een
grafiek waarin de relatie tussen relatieve verticale verplaatsing van de paal en de grootte van
de wrijvingsweerstand is aangegeven. Voor deze relatie is de grafiek in Figuur 11.3
gehanteerd. Deze berekening vereist een iteratieve benadering. Omdat de berekening min of
meer handmatig moet worden uitgevoerd, wordt dit achterwege gelaten.
Figuur 11.3 Relatie tussen relatieve verplaatsing van de funderingspaal en de schachtweerstand
11.5.2 INTER
INTER is een rekenmodel waarmee het verticale verplaatsingsgedrag van een funderingspaal
onder invloed van aangebrachte belastingen kan worden geanalyseerd. Het model brengt de
interactie tussen paal en grond in rekening en verdisconteert die in de verticale verplaatsing
van de funderingspaal. In het rekenmodel wordt de funderingspaal verdeeld in een groot
aantal paaldelen en wordt per paaldeel het verticale evenwicht en de elastische verkorting
berekend. Via een iteratief proces wordt de normaalkrachtverdeling in de paal en de
verplaatsing van de paal als functie van de diepte bepaald.
Bij de beschouwing van het verticale evenwicht van een paaldeel wordt de belasting op de
bovenkant van het paaldeel bekend verondersteld (kan zowel druk als trek zijn) en wordt de
grootte van de wrijvingsweerstand tussen paal en grond (zowel in de samendrukbare als in
de draagkrachtige grondlagen) bepaald met behulp van het last-zakkingsdiagram in figuur 7
van NEN 6743-1. Hiervoor is de verschilverplaatsing tussen paal en grond bepalend. Uit de
evenwichtsvoorwaarde volgt de belasting op de onderkant van het paaldeel. Vervolgens
wordt de verkorting (of verlenging bij een trekbelasting) van het paaldeel als gevolg van de
verandering van de normaalkracht berekend. De berekende verticale belasting op de
onderkant van het paaldeel en de berekende verkorting (of verlenging) van het paaldeel
vormen invoergegevens voor het daaronder aanwezige paaldeel.
Uitgangspunt voor de berekening is een bekende paalkopbelasting en (in dit geval) een
bepaalde maaiveldzakking (als gevolg van negatieve kleef). Het rekenproces start op basis
van een voor het betreffende belastinggeval aangenomen (verwachte) paalkopzakking. Bij de
beschouwing van het laatste c.q. onderste paaldeel wordt gecontroleerd of de berekende
belasting op de onderkant van het paaldeel (de paalpuntbelasting) kan worden opgenomen.
78
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Bij drukpalen betekent dit dat de met behulp van de in NEN 6743-1 gegeven formules
berekende draagkracht groter of gelijk is aan de met behulp van het rekenmodel berekende
paalpuntbelasting. Tevens geldt aan de paalpunt dat de op basis van de aangenomen
paalkopzakking en berekende elastische verkorting van de verschillende paaldelen
berekende paalpuntzakking gelijk moet zijn aan de paalpuntzakking die volgt uit figuur 6 van
NEN 6743-1 waarbij de met het rekenmodel berekende paalpuntbelasting is gebruikt. Indien
deze (met een bepaalde toegestane marge) niet gelijk zijn, dan wordt op basis van het
verschil tussen beide een nieuwe verwachte paalkopzakking geschat en wordt de
funderingspaal opnieuw doorgerekend, totdat het verschil tussen de paalpuntzakkingen klein
genoeg is.
11.6 Berekeningen
Uitgaande van het in het vorige hoofdstuk beschreven gebouw zijn berekeningen gemaakt
met de beide rekenmodellen.
11.6.1 MFoundation
Voor de berekeningen met MFoundation is uitgegaan van de volgende gegevens:
Amsterdamse grondopbouw, zie Figuur 11.4 (bovenkant funderingszandlaag is NAP -
11,5 m);
prefab betonpaal vierkant 0,45 m tot NAP -21 m (is een randpaal bij een door wind
belast gebouw);
de volledige negatieve kleef belasting is ontwikkeld (ongestoorde maaiveldzakking is
meer dan 100 mm);
de belasting op de paalkop varieert van 1.043 tot 1.500 kN (BGT);
de negatieve kleef belasting is maximaal 328 kN;
de elasticiteitsmodulus van beton is 20.000 N/mm2.
De windbelasting bedraagt 65, 143, 343, 469 en 634 kN voor gebouwen die 20, 40, 60, 80 en
120 m hoog zijn.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
79
Figuur 11.4 Beschouwde sondering, Locatie Amsterdam Zuid-as
Eerst is een berekening gemaakt met een totale belasting die bestaat uit blijvende belasting
en negatieve kleef belasting en is de bijdrage van de paalpunt en paalschacht aan de totale
weerstand bepaald. Tevens is de zakking van de paalpunt en de elastische verkorting van de
paal (opgeteld: de zakking van de paalkop) berekend.
Dezelfde berekening is daarna opnieuw gemaakt, maar nu met een totale belasting die
bestaat uit de sommatie van blijvende belasting, negatieve kleef belasting en windbelasting.
Uit deze twee berekeningen is de (maximale) toename van de paalpuntzakking als gevolg
van de windbelasting afgeleid alsook de toename van de elastische verkorting van de
funderingspaal. De berekeningsresultaten zijn samengevat in Tabel 11.2.
Gebouw met hoogte van 20 m (windbelasting is 65 kN)
BGT Fnk [kN]
sb [mm]
sel [mm]
s1 [mm]
Rs;i;d [kN]
Rb;i;d [kN]
Fpermanent [kN] 1500 328 4 8,4 12,4 1000 828
Ftotaal [kN] 1565 328 4,4 8,7 13,1 1024 869
Δs [mm] 0,4 0,3 0,7
80
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Gebouw met hoogte van 40 m (windbelasting is 143 kN)
BGT Fnk [kN]
sb [mm]
sel [mm]
s1
[mm] Rs;i;d [kN]
Rb;i;d [kN]
Fpermanent [kN] 1449 328 3,8 8,2 12 970 807
Ftotaal [kN] 1591 328 4,5 8,9 13,4 1040 879
Δs [mm] 0,7 0,7 1,4
Gebouw met hoogte van 60 m (windbelasting is 343 kN)
BGT Fnk [kN]
sb [mm]
sel [mm]
s1 [mm]
Rs;i;d [kN]
Rb;i;d [kN]
Fpermanent [kN] 1500 328 4 8,4 12,4 1000 828
Ftotaal [kN] 1943 328 6,3 10,1 16,4 1148 1023
Δs [mm] 2,3 1,7 4,0
Gebouw met hoogte van 80 m (windbelasting is 469 kN)
BGT Fnk [kN]
sb [mm]
sel [mm]
s1 [mm]
Rs;i;d [kN]
Rb;i;d [kN]
Fpermanent [kN] 1386 328 3,4 7,9 11,3 948 766
Ftotaal [kN] 1854 328 6,4 10,1 16,5 1152 1030
Δs [mm] 3,0 2,2 5,2
Gebouw met hoogte van 120 m (windbelasting is 634 kN)
BGT Fnk [kN]
sb [mm]
sel [mm]
s1 [mm]
Rs;i;d [kN]
Rb;i;d [kN]
Fpermanent [kN] 1043 328 2 6,3 8,3 750 622
Ftotaal [kN] 1675 328 5 9,3 14,3 1072 931
Δs [mm] 3,0 3,0 6,0
Tabel 11.2 Resultaten van berekeningen met MFoundation
Uit de in Tabel 11.2 weergegeven berekeningsresultaten blijkt dat de paalkop 0,7 tot 6,0
mm zakt als de windbelasting wordt opgenomen door de draagkrachtige zandlaag beneden
NAP -11,5 m.
Het gedeelte van de funderingspaal boven de draagkrachtige zandlaag is vervolgens in
stukken van 2 m opgedeeld. Aan de hand van de in Tabel 11.2 weergegeven
berekenings-resultaten zijn voor het gedeelte van de funderingspaal boven de draagkrachtige
zandlaag de relatieve verplaatsingen tussen de verschillende paaldelen en de omringende
grond bepaald. Daarbij is ter vereenvoudiging van de berekening aangenomen dat er alleen
extra elastische verkorting plaatsvindt over het gedeelte van de funderingspaal boven de
draagkrachtige zandlaag. De berekeningsresultaten zijn opgenomen in Bijlage B.
Uitgaande van een situatie waarbij als gevolg van de maaiveldzakking de gemobiliseerde
wrijvingsweerstand maximaal is, is met behulp van de berekende vermindering van de
relatieve verplaatsing tussen paal en grond en met behulp van Figuur 11.3 , per paaldeel
de bijbehorende afname van de wrijvingsweerstand berekent. Uit de gemiddelde afname van
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
81
de wrijvingsweerstand over het totaal aan samendrukbare lagen is de afname van de
negatieve kleef belasting als gevolg van de windbelasting berekend.
Uit de berekeningen (Bijlage B) volgt dat, als de interactie tussen de negatieve kleef belasting
en windbelasting in rekening wordt gebracht (het gevolg van paalpuntzakking en
paalverkorting), in dit geval de negatieve kleef belasting reduceert met 1% tot 5%. De
reductie van de combinatie windbelasting + negatieve kleefbelasting bedraagt 1 à 1,5%.
De met het rekenmodel MFoundation uitgevoerde berekeningen duiden er op dat in geval van
windbelasting er een beperkte reductie optreedt van de negatieve kleef belasting. Dit is
enerzijds het gevolg van de sterk vereenvoudigde wijze waarop met interactie is gerekend en
anderzijds het gevolg van de vorm van de kromme in Figuur 11.3 die pas bij grote
relatieve verplaatsingen tussen paal en grond een aanzienlijke reductie in de
wrijvingsweerstand geeft.
11.6.2 INTER
Met het rekenmodel INTER (versie 3 beta) zijn berekeningen uitgevoerd voor een enkele paal
vierkant 0,45 m in een Rotterdamse ondergrond. Het maaiveld bevindt zich op NAP -1 m en
de overgang tussen de samendrukbare Holocene grondlagen en de draagkrachtige
Pleistocene zandlaag op NAP -17 m. De onderkant van de funderingspaal bevindt zich op
NAP -25 m.
Alleen de bruikbaarheidsgrenstoestand is doorgerekend. De paalkopbelasting is voor die
situaties 1.000 kN en de negatieve kleefbelasting maximaal 600 kN. Maximaal kan een
puntweerstand ter grootte van 2.430 kN en een wrijvingsweerstand ter grootte van 1.728 kN
worden geleverd.
Aangenomen is dat de elasticiteitsmodulus van de betonpaal 20.000 N/mm2 bedraagt.
Om de wederzijdse invloed op de grootte van de windbelasting en negatieve kleef te bepalen,
zijn twee berekeningen uitgevoerd:
- de windbelasting is 600 kN;
- de windbelasting is 300 kN.
Er is een randpaal van een door wind belast gebouw beschouwd.
Bij een windbelasting van 600 kN zal voor de berekening van de draagkracht van de
funderingspaal gewoonlijk worden uitgegaan van een belasting van (1.000 + 600 + 600) =
2.200 kN. Dit zou een maximale normaalkracht in de funderingspaal opleveren van 2.200 kN
op de overgang tussen de samendrukbare Holocene grondlagen en de draagkrachtige
Pleistocene zandlaag (NAP -17 m).
Uit de berekeningen met het rekenmodel INTER volgt dat de maximaal optredende
normaalkracht ca. 1.900 kN bedraagt (Figuur 11.5 ). In dit berekeningsvoorbeeld wordt
derhalve ca. 50% van de windbelasting (ca. 300 kN) opgenomen door de samendrukbare
Holocene grondlagen.
De berekende paalkopverplaatsing bedraagt ca. 5 mm alleen als gevolg van de blijvende
belasting, ca. 11 mm als gevolg van de combinatie blijvende belasting en negatieve kleef en
ca. 15 mm als gevolg van de combinatie van blijvende belasting, negatieve kleef belasting en
windbelasting. Voor de paalpuntverplaatsing geldt in dezelfde situaties respectievelijk ca. 0,5,
ca. 1,5 en ca. 2 mm.
82
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Figuur 11.5 Normaalkrachtverloop en paalverplaatsing als functie van de diepte (ten opzichte van maaiveld) met
een windbelasting van 600 kN
De donkerblauwe lijn beeldt de situatie uit met alleen een blijvende belasting vanuit het gebouw van 1.000 kN en geen
negatieve kleef, de lichtblauwe lijn de situatie met een blijvende belasting van 1.000 kN en een lineair met de diepte
verlopende negatieve kleefbelasting van 600 kN en de rode lijn de situatie met de combinatie van blijvende belasting,
negatieve kleef belasting en windbelasting.
Bij deze berekeningen is een beperkte gevoeligheidsanalyse uitgevoerd.
Indien de elasticiteitsmodulus van de funderingspaal wordt gewijzigd in 30.000 N/mm2 (in
plaats van 20.000 N/mm2), dan neemt de berekende maximale normaalkracht in de paal wat
toe.
Ook als de zakking van het maaiveld in de berekening groter wordt aangenomen dan de
genoemde 100 mm, dan neemt de berekende maximale normaalkracht in de paal toe.
Door beide effecten in rekening te brengen, wordt de berekende maximale normaalkracht ca.
2.000 kN en wordt derhalve ca. 200 kN van de windbelasting (ca. 33%) door de
samendrukbare Holocene grondlagen opgenomen. De reductie in grootte van de combinatie
windbelasting + negatieve kleefbelasting bedraagt ca. 15% (1.000 vs. 1.200 kN).
De windbelasting waarmee is gerekend, behoort bij een gebouw van 120 m hoogte. Om na te
gaan of ook bij een kleinere windbelasting vergelijkbare uitkomsten worden gevonden, is
tevens een berekening gemaakt met een windbelasting van 300 kN. Deze waarde behoort bij
een gebouw van ca. 60 m hoogte. De overige invoergegevens zijn gelijk gehouden.
Bij een windbelasting van 300 kN zal voor de berekening van de draagkracht van de
funderingspaal gewoonlijk worden uitgegaan van een belasting van (1.000 + 600 + 300) =
1.900 kN en zou de maximale normaalkracht in de funderingspaal 1.900 kN zijn op de
overgang tussen de samendrukbare grondlagen en de draagkrachtige zandlaag (NAP–17 m).
Uit de berekeningen met het rekenmodel INTER volgt dat de maximaal optredende
normaalkracht ca. 1.750 kN bedraagt (Figuur 11.6 ). Ook in dit berekeningsvoorbeeld
wordt ca. 50% van de windbelasting (ca. 150 kN) opgenomen door de samendrukbare
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
83
Holocene grondlagen. De reductie van de combinatie windbelasting + negatieve
kleefbelasting bedraagt ook in dit geval ca. 15% (750 vs. 900 kN).
De berekende paalkop- en paalpuntverplaatsingen zijn ongeveer gelijk aan de uitkomsten
van de berekening met een windbelasting van 600 kN.
Figuur 11.6 Normaalkrachtverloop en paalverplaatsing als functie van de diepte (ten opzichte van maaiveld) met
een windbelasting van 300 kN
De donkerblauwe lijn beeldt de situatie uit met alleen een blijvende belasting vanuit het gebouw van 1.000 kN en geen
negatieve kleef, de lichtblauwe lijn de situatie met een blijvende belasting van 1.000 kN en een lineair met de diepte
verlopende negatieve kleefbelasting van 600 kN en de rode lijn de situatie met de combinatie van blijvende belasting,
negatieve kleef belasting en windbelasting.
De met het rekenmodel INTER uitgevoerde berekeningen tonen aan dat in geval van een
aanzienlijke windbelasting deze al voor een groot deel door de samendrukbare Holocene
grondlagen wordt opgenomen. Voor het berekenen van de draagkracht van een
funderingspaal zou volgens deze berekeningen met een reductie van 30 tot 50% van de
windbelasting mogen worden gerekend.
Daarbij dient wel bedacht te worden dat er slechts enkele berekeningen zijn gemaakt en er
slechts een beperkte gevoeligheidsanalyse is uitgevoerd.
11.7 Conclusies windbelasting
Bij ontwerpberekeningen wordt er bij een paalfundering gewoonlijk van uitgegaan dat de
windbelasting wordt opgenomen door de draagkrachtige zandlaag waarin de paalpunt zich
bevindt.
Berekeningen met de rekenmodellen MFoundation en INTER tonen aan dat indien er sprake
is van een negatieve kleef belasting, de windbelasting voor een deel wordt opgenomen door
de minder draagkrachtige bovenlagen van een grondmassief. De grootte van deze
belastingsvermindering is afhankelijk van de onderlinge verhoudingen van stijfheden en
sterkten van de paal, de grond rond de paalpunt en de minder draagkrachtige bovenlagen.
84
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
De met INTER doorgerekende voorbeelden in dit rapport suggereren dat in bepaalde
gevallen bij het ontwerp van een paalfundering wellicht een reductie van 30 tot 50% van de
windbelasting zou mogen worden toegepast. Dit zou een aanzienlijke besparing kunnen
opleveren.
Deze besparing zal alleen kunnen worden geëffectueerd in gebieden waar sprake is van een
aanzienlijke negatieve kleef belasting, zoals in het westen van Nederland, waar zich aan de
oppervlakte samendrukbare Holocene grondlagen bevinden. Indien er geen of slechts een
geringe negatieve kleef belasting is, zoals in grote delen van het midden, zuiden en oosten
van Nederland, dan zal de windbelasting meestal worden afgedragen aan grondlagen die
toch al zorgdragen voor de draagkracht van de paalfundering. Van een reductie van de
windbelasting kan dan geen sprake zijn.
De met MFoundation doorgerekende voorbeelden resulteren in veel kleinere reducties. Dit is
vooral het gevolg van de sterk vereenvoudigde wijze waarop de interactie tussen de grond en
funderingspaal is berekend.
Bedacht dient te worden dat de windbelasting pas een significante bijdrage aan de
paalbelasting levert bij gebouwhoogten van meer dan 40 m (bijdrage ≥ 10%). Het grootste
deel van de bouwwerken in Nederland heeft een beperktere hoogte en dan speelt
windbelasting geen grote rol in het ontwerp. Het in dit rapport behandelde fenomeen van de
combinatie windbelasting + negatieve kleef belasting kan daarom niet worden aangemerkt als
een generieke verborgen veiligheid bij het ontwerp van paalfunderingen.
In voorkomende gevallen kan het zinvol zijn de grootte van de combinatie windbelasting +
negatieve kleef belasting nader te onderzoeken. Berekeningen met het rekenmodel INTER
kunnen daar een nuttige rol bij vervullen. Daarbij dient bedacht te worden dat het rekenmodel
geen rekening houdt met het effect van cyclische belastingen op de draagkracht van de
grond. Wel wordt in de hier niet gebruikte versie 4 beta rekening gehouden met hysterese bij
het belasten/ontlasten van de grond.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
85
12 Conclusies
De conclusies van deze studie, die wat uitgebreider zijn beschreven bij de verschillende
hoofdstukken kunnen als volgt worden samengevat, waarbij aan de eerste punten in het
vervolgonderzoek aandacht wordt geschonken. De overige punten worden geacht van minder
belang te zijn en hiervoor wordt aanbevolen geen vervolgonderzoek op te starten.
Belangrijke aspecten
1. Tijdseffecten lijken belangrijk ook in zand. Er is nog wat onzekerheid over het
precieze mechanisme, maar een beschrijving in ‘grote lijnen’ bleek mogelijk. Ageing
kan een belangrijke verborgen veiligheid worden beschouwd, zeker bij palen die een
belangrijk deel van hun draagvermogen op schachtwrijving baseren. Op dit moment is
het echter nog niet mogelijk deze te kwantificeren voor de Nederlandse situatie. Het
effect van belastingswisselingen is belangrijk. Om de effecten te kunnen kwantificeren
wordt aanbevolen om vervolgonderzoek uit de voeren.
2. De verdichtingsfactor f1, die gebruikt wordt om de hogere horizontale spanning in een
groep trekpalen in rekening te brengen, zal waarschijnlijk ook toepasbaar zijn voor de
berekening van drukpalen. Om de verdichting onder de paalpunt en naast een paal
goed te registreren zijn sonderingen nodig op verschillende afstand van de paal.
Deze moeten to minimaal 4*D onder de paalpunt worden doorgezet om ook de
verdichting goed onder de paalpunt te kunnen vastleggen. Er wordt aanbevolen op dit
onderwerp vervolgonderzoek uit te voeren.
Overige aspecten (voorlopig geen nader onderzoek aanbevolen)
3. De blijvende kracht aan de paalpunt die door het nullen van de opnemers na het
installeren een vertekend beeld geeft van paalpuntkracht blijkt maar een beperkte
invloed te hebben op de uitkomsten van de metingen.
4. Er is vanuit de literatuur geen reden om aan te nemen dat de huidige limietwaarde
voor de paalpuntweerstand te laag zou zijn. Voor de huidige limietwaarde voor de
schachtwrijving is dit wel mogelijk, maar een concrete uitwerking vraag nadere
proeven.
5. Het effect van groepswerking op de spanningsverhoging in de paalpunt, kan nog niet
in rekening worden gebracht en vergt een nadere studie.
6. In de berekening die wordt uitgevoerd om windbelasting mee te nemen in het
funderingsontwerp, zit een verborgen veiligheid. Deze treedt echter alleen op
wanneer de palen zijn geplaatst in een grondprofiel met dikke slappe lagen en wordt
pas significant wanneer het gebouw hoger is dan 40 m. Deze studie beschrijft
rekenmethoden hoe de windbelasting in rekening kan worden gebracht. Een nog
geavanceerdere rekenmethode wordt momenteel binnen Gemeentewerken
Rotterdam ontwikkeld.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
87
13 Referenties
Alewneh, A. S. M., A.I.H. (2000). "Estimation of Post-Driving Residual Stresses Along Driven Piles
in Sand." Geotechnical Testing Journal Vol. 23(N0.3): 313-326.
Alewneh, A. S. N., Osama.K.&Awamleh,Murad.S. (2009). "Time Dependent Capacity Increase for
Driven Piles in Cohesionless Soil." Jordan Journal of Civil Engineering Vol.3(No.1).
API (october 2007). "Aanbevelingen RP-2A-WSD."
Astedt, B. W., L.&Holm,G. (1994). "Frictionspalar - Baerfromagans tillvaxt met tiden." Commission
on Pile Research, Sweden Rapport 91 (summary in Englisch.
Augustesen, A. D. (2006). The Effects of Time on Soil Behaviour and Pile Capacity. Dep. of Civil
Engineering, Div. of Water & Soil, Aalborg University. Phd.
Axelsson, G. (2000). Long-Term Set-up of Driven Piles in Sand. Div. of Soil an Rock Mechanics.
Dep. of Civil and Environmental Engineering. Stockholm, Royal Institue of Technology. Phd.
Baxter, C. D. P. (1999). An Experimental Study on the Aging of Sand. Civil Engineering.
Blacksburg, Virginia Polytechnic Institute and State University
PhD.
Baxter, C. D. P. M., J.K. (2004). "Experimental study on the ageing of sand." Journal of
Geotechnical and Geonviromental Engineering 130(10)(October): 1051-1062.
Begemann, H. K. S. P. (1969). "The Dutch static penetration test with the adhesion jacket cone."
LGM Medelingen XIII-1(Juli 1969).
Borghi.X&White.D.J.&Bolton.M.D.&Springman.S (2001). Emperical pile design based on cone
penetrometer data: an explanation for the reduction of the unit base resistance between cpt and
piles. 5the International Conference on Deep Foundation Practice, Singapore.
Bullock, P. J. S., J.H.&McVay,M.C.&Townsend,F.C. (2005). "Side shear Setup I: Test piles in
Florida " Journal of Geotechnical and Geonviromental Engineering.
Bustamante.M&Gambin.M&Gianeselli.L (2009). "Pile design at failure using the Menard
pressuremeter; an update." ASCE Geotechnical special publication(GSP 186): 127-134.
Chow, F., R. J. Jardine, et al. (1997). "Time related increases in the shaft capacities of driven piles
in sand." Geotechnique 47(No2.): 353-361.
Coop.M.R.&Klotz.E.U.&Clinton.L (2005). "The influence of the in situ state of sands on the load-
deflection behaviour of driven piles." Geotechnique Vol.55(Issue 10): 721-730.
CUR CUR-publicatie 236 Ankerpalen.
CUR (2001). CUR-publicatie 2001-4 Ontwerpregels voor trekpalen.
CUR (2010). CUR 229: Axiaal draagvermogen van palen. Gouda.
88
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
D.P.Baxter&J.K.Mitchell (2004). "Experimental study on aging of sands." J. of Geotech. and
Geoenv. Engineering ASCE October 2004: 1051-1062.
Dowding, C. A., &Hryciw,R.D. (1968). "A laboratory study on blast densification of satured sand."
J. of Geotech. and Geoenv. Engineering ASCE 112(2): 187-199.
Foray.P&Balachowski.L&Colliat.J.L (1998). "Bearing capacity of model piles driven into dense
overconsolidated sands." Can. Geotech. J. 35(374.385).
Funderingstechnologie (dec 1995). Proefbelastingen op prefab betonpalen en stalen palen op de
Maasvlakte. 4e jaargang Nr. 2.
GemeentewerkenRotterdam (1993). Zeekade Amazonehaven; funderingsalternatieven. R. n. 91-
128/C.
Heins, W. F. (1973). "Trekproeven op volgens het Vibro-systeem in de grond gevormde palen van
geringe lengte te Zeist." LGM Medelingen XV-3(Maart 1973).
Human, C. A. (1992). Time dependent property changes of freshly deposited or densified sand.
Berkeley, Calif., University of California at Berkeley. PhD.
J.Yang (2006). "Influence Zone for End Bearing of Piles in Sand." J. of Geotech. and Geoenv.
Engineering ASCE september 2006.
J.Yang&F.Mu (2010). "Relating the maximum radial stress on pile shaft to pile resistance."
Geotechnique 2010/2011.
Jefferies, M. G. R., B.T.&Stewart,H.R.&Shinde,S.&Williams-Fritzpatrick,D.J.&Williams-
Fritzpatirack (1988). Island construction in the Canadian Beaufort Sea. Hydraulic Fill Structures,
ASCE, New York.
Joshi, R. C. A., S.R.&Wijiwera,H. (1995). "Effect of ageing on penetration resistance of sands."
Can. Geotech. J. 32(5): 767-782.
Klotz.E.U.&Coop.M.P (2001). "An investigation of the effect of soil state on the capacity of driven
piles in sand." Geotechnique Vol. 51(Issue 0): 733-751.
Komurka.V.E.&Wagner.A.B. (2003). "Estimation Soil/Pile Set-up." Wisconsin Higway Program
#0092-00-14.
L.M.Zhang&HaoWang (2007). "Development of Residual Forces in Long Driven Piles in
Weathered Soils." Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering
October 2007(ASCE): 1216-1228.
L.M.Zhang&HaoWang (2007). "Development of Residual Forces in Long Driven Piles in
Weathered Soils." Journal of Geotechnical and Geonviromental Engineering Octorber
2007(ASCE): 1216-1228.
Lied, E. K. W. (2010). A Study of time effects on pile capacity. EYELGIP Brno Czech Republic.
M.F.Randolph&J.Dolwin&R.Beck (1994). "Design of driven piles in sand." Geotechnique 44(No.3):
427-448.
M.Oulapour&E.Ghayyem&S.SahahabYasrobi (2009). Shortcomings of current methods of pile set
up estimation. School of Engineering. Ahwaz, Iran.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
89
Ng.W.K.&Selemat.M.R.&Choong.K.K. (2010). "Soil/Pile Set-up Effect on Driven Pile in Malaysian
Soil." EGE Vol.14.
P.van den Berg, R. d. B., H. Huetink (1996). "An Eulerean Finite Element Model for Penetration in
Layered Soil." Int. J. for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics Vol. 20(1996): 865-
886.
R.J. JARDINE, F. C. C., J.R. Standing, F.C. Chow (2006). "Some observations of the effects of
time on the capacity of Piles driven in Sand." Geotechnique 56 no 4: 227-224.
Skov, R. and H. Denver (1988). Time-dependence of bearing capacity of piles. Proc. 3rd. Int.
Conf.on Application of Stress-wave Theory to Piles, Ottawa, Canada.
Sobolewsky, D. Y. (1995). Strength of dilating soil and load-holding capacity of deep foundations.
Rotterdam, A.A.Balkema, ISBN 90 5410 164 4.
StichtingBouwResearch (1994). SBR-publicatie 209: Windbelasting op slanke bouwwerken; de
theorie getoetst door middel van praktijkmetingen. e. h. druk.
Stoevelaar, R., A. Bezuijen, et al. (2011). Effects of crushing on point bearing capacity in sand
tested in a geotechnical centrifuge. 15th European Conf. ISSMGE Athens.
TeKamp (1977). "Fugro Sondeersymposium."
Van Tol, A. F., R. Stoevelaar, et al. (2010). "Draagvermogen van geheide palen in internationale
context." Geotechniek december.
Vesic, A. S. (1970). "Test on instrumented piles Ogeechee River site." J. Soil Mechanics and
Foundation Eng.Div. ASCE 96(SM2): 561-584.
White.D.J. (2005). A general framework for shaft resistance on displacement piles in sand.
Frontiers in Offshore Geotechnics.
White.DJ&Bolton.MD (2004). "Displacement of strain paths during plane strain behaviour of model
pile installation in sand." Geotechnique 54(No.6): 375-397.
X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane (2008). "Cone penetration tes (CPT) methods for end-bearing
assesment of open- and closed-ended driven piles in silicious sand." Can. Geotech. J. 45: 1130-
1141.
X.Xu&J.A.Schneider&B.M.Lehane (2008). "Cone penetration test (CPT) methods for end-bearing
assesment of open- and closed-ended driven piles in siliceous sand." canadian Geotechnical
Journal 45: 1130-1141.
Yan.W.M.&Yuen.K.V. (2010). "Prediction of pile set-up in clays and sand." IOP Conf. series
Materials Science and Engineering 10.
90
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
A-1
A Draaiboek vaststellen paalfactoren
Opgesteld door NEN commissie NEN 6743-1:
Berekeningsmethode voor funderingen op palen
A-2
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Inleiding
Algemeen heerst de overtuiging dat palen vaker moeten worden proefbelast om betrouwbare
gegevens over de draagkracht te verkrijgen. Daarom zijn alle in NEN 9997-1 gegeven
waarden voor de paalfactoren geldig verklaard voor de komende vijf jaar. In deze periode
wordt van leveranciers verwacht dat zij de draagkracht van hun paalsystemen door middel
van vooraf aangemelde proefbelastingen aantonen. De paalfactoren uit deze
belastingproeven moeten worden gedeponeerd bij NEN. Bij het achterwege blijven van deze
onderbouwing worden de factoren voor het betreffende paalsysteem in 2016 gereduceerd
met 33%.
De verlaging van de paalfactoren heeft te maken met het feit dat van de meeste typen palen
er geen of nauwelijks proefbelastingsresultaten beschikbaar zijn. Bovendien is er een enorme
verscheidenheid aan typen en aan uitvoeringswijzen. Bekend is dat de uitvoeringswijze van
invloed is op de draagkracht.
NEN wil o.a. bereiken dat voor in de grond gevormde palen de paalfactoren daadwerkelijk per
type en per producent worden vastgesteld door middel van proefbelastingen. Omdat de
paalfactoren mede afhankelijk zijn van de uitvoeringswijze, mogen deze paalfactoren echter
alleen gebruikt worden in combinatie met de juiste uitvoeringsmethodiek.
Om dit in de praktijk ook te borgen, wordt het gebruik van de uit de proefbelastingsresultaten
verkregen paalfactoren gekoppeld aan het certificeren van de uitvoering. Producenten zonder
een certificaat moeten gebruik maken van standaard genormeerde paalfactoren die een
lagere draagkracht geven. Het hebben van een certificaat wordt dus gekoppeld aan de
mogelijkheid om met een hogere draagkracht te rekenen.
De gemeentelijke Bouw- en Woningtoezichten moeten in de praktijk controleren of dit
onderscheid bij de ontwerpberekeningen ten behoeve van het verkrijgen van een
bouwvergunning daadwerkelijk wordt toegepast.
Deze notitie bevat een draaiboek om in de periode tot 2016 te komen tot algemeen in
Nederland aanvaarde paalfactoren. Er wordt daarbij van uitgegaan dat er één jaar nodig is
voor voorbereidende werkzaamheden, waarna in de vier daarop volgende jaren de
proefbelastingen kunnen worden uitgevoerd. Ook het onderhouden van het systeem om te
komen tot het vaststellen van paalfactoren maakt onderdeel uit van deze notitie.
Uitgangspunten
Het vaststellen van de grootte van de paalfactoren berust bij de NEN-commissie
Funderingstechniek en Geotechniek Algemeen. Deze commissie bestaat uit
vertegenwoordigers van de geotechnische branche, afkomstig uit aannemingsbedrijven,
geotechnische adviesbureaus, grondonderzoeks-bedrijven, ingenieursbureaus, leveranciers,
overheid en wetenschap.
Behalve de NEN-commissie zijn vele anderen actief in de funderingstechniek. Van alle
betrokkenen wordt verwacht dat zij actief meewerken om het eerdergenoemde doel te
bereiken. Het gaat daarbij vooral om de volgende organisaties:
AB-FAB: Associatie van Beton Fabrikanten van constructieve elementen;
COBc: Centraal Overleg Bouwconstructies;
CUR: Civieltechnisch Centrum Uitvoering Research en Regelgeving;
NVAF: Nederlandse Vereniging Aannemers Funderingswerken;
SBR: Stichting Bouwresearch.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
A-3
De AB-FAB en NVAF vertegenwoordigen de paalleveranciers: - AB-FAB (www.ab-fab.nl) helpt marktpartijen bij het succesvol toepassen van prefab
betonnen bouwelementen. AB-FAB vertegenwoordigt ca. 10 bedrijven die geprefabriceerde betonpalen produceren en in veel gevallen ook inbrengen.
- De NVAF (www.funderingsbedrijf.nl) heeft zich ten doel gesteld de belangen van de leden (aannemers van funderingswerken en eigenaren van funderingsmaterieel) te behartigen. De ruim 60 leden houden zich bezig met het ontwikkelen en uitvoeren van uiteenlopende funderingstechnieken, waaronder in de grond gevormde paaltypen.
COBc, CUR en SBR zijn organisaties die richtlijnen opstellen, of doen naleven: - COBc is een landelijke groep constructeurs van de gemeentelijke Bouw- en
Woningtoezichten in Nederland. Op de website www.cobc.nl staan op de pagina Geotechniek voor bepaalde typen palen paalfactoren vermeld die het COBc bij de aanvraag van een bouwvergunning accepteert.
- CUR (www.cur.nl) is een netwerk van kennisvragers en kennisaanbieders uit overheid, bedrijfsleven en kennisinstellingen. CUR geeft handboeken uit, waarin voor bepaalde typen palen paalfactoren worden aanbevolen (bijv. publicaties over trekpalen en ankerpalen)
- SBR (www.sbr.nl) brengt partijen in de bouw en vastgoedwereld bij elkaar voor het creëren, overdragen én implementeren van bouwkennis. SBR is verantwoordelijk voor de uitgifte van het Handboek Funderingen, waarin voor een groot aantal paaltypen aanbevolen waarden voor de paalfactoren zijn opgenomen.
Plan van Aanpak
Het is de bedoeling om in samenwerking met de hiervoor genoemde partijen te komen tot
een uitvoerbaar plan dat voldoet aan de hiervoor geschetste doelstellingen. Onderhavige
notitie betreft de eerste versie van het plan. Het plan, in de vorm van het bijgevoegde
draaiboek, zal in eerste instantie worden voorgelegd aan de NEN-commissie
Funderingstechniek en Geotechniek Algemeen, waarna het als basis zal dienen voor
gesprekken met andere betrokken partijen.
Het draaiboek bevat de volgende onderdelen: - voorbereidende werkzaamheden - proefbelastingen - onderhoud
Hierna wordt nader ingegaan op deze onderdelen.
Voorbereidende werkzaamheden
De voorbereidende werkzaamheden kunnen worden gesplitst in een algemeen gedeelte en
een gedeelte waarbij de verantwoordelijkheid vooral berust bij de paalleveranciers.
Algemeen
Het identificeren van proefterreinen waar proefbelastingen kunnen worden uitgevoerd;
Het opstellen van een Programma van Eisen voor het uitvoeren van proefbelastingen;
Het opstellen van een document waarin de wijze van interpretatie van de proefbelastingsresultaten wordt beschreven;
Het opzetten van een databank voor beschrijvingen van de uitvoeringswijze van elk paaltype en voor proefbelastingsresultaten;
Het opstellen van een document waarin het proces van vaststelling van paalfactoren wordt beschreven, inclusief het vaststellen van de termijn dat een bepaalde paalfactor geldig is;
A-4
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Het opstellen van een Programma van Eisen ten behoeve van de goedkeuring van proefterreinen inclusief een raming van kosten voor het uitvoeren van grondonderzoek;
Het uitvoeren van grondonderzoek ter goedkeuring van proefterreinen.
Paalleveranciers - Het beschrijven van het kwaliteitssysteem van het bedrijf - Het beschrijven van de uitvoeringswijze van die paaltypen waarvoor een paalfactor
wordt bepaald
Proefbelastingen
Naar alle waarschijnlijkheid zullen bij het uitvoeren van proefbelastingen en het interpreteren
van de proefbelastingsresultaten meerdere partijen betrokken zijn. De volgende
werkzaamheden kunnen worden onderscheiden: - Het voorbereiden van de proefbelasting - Het uitvoeren van grondonderzoek - Het installeren en instrumenteren van de paal - Het proefbelasten van de paal - Het interpreteren van de proefbelastingsresultaten - Het accepteren van de proefbelastingsresultaten - Het opslaan van de meetdata - Het vaststellen van de paalfactor(en)
Onderhoud
Deze fase begint al na het uitvoeren van de voorbereidende werkzaamheden en bestaat uit: - Initiële controle op de werking van het kwaliteitssysteem van de paalleverancier - controle op de uitvoeringswijze van de verschillende paaltypen - controle op het gebruik van de juiste paalfactoren - jaarlijkse controle op de werking van het kwaliteitssysteem van de paalleverancier
Achtergrondinformatie - A.F. van Tol, R. Stoevelaar en J. Rietdijk: Draagvermogen van geheide palen in
internationale context; Geotechniek, special Funderingsdag 2010, nr. 5, 2010, blz. 4 t/m 9.
- G. Hannink, A.J. van Seters en H.L. Jansen: Draagkracht van palen; Geotechniek, rubriek Normen en waarden, nr. 1, 2011, blz. 26 t/m 28.
Versie 0.3
25 januari 2011
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
A-5
Uitwerking Draaiboek
Voorbereidende werkzaamheden Algemeen
Activiteit Planning
gereed
Verantwoordelijke
partij
Uitvoerende
partij
1 Het identificeren van proefterreinen
waar proefbelastingen kunnen
worden uitgevoerd
CUR Bouw & Infra heeft Deltares
opdracht gegeven om:
- potentieel geschikte proeflocaties te
identificeren op basis van de
geologische opbouw van de
ondergrond, samenhangend met de
eisen voor deze terreinen in NEN
6745-1 en NEN 6745-2.
- met eigenaren en andere
belanghebbenden te overleggen over
de voorwaarden van gebruik van de
terreinen en de vaststelling van de
locaties.
- een beheermodel op te zetten voor de
terreinen, inclusief randvoorwaarden
voor uitvoerende partijen.
31-12-
2010
CUR Deltares
2 Het opstellen van een Programma
van Eisen voor het uitvoeren van
proefbelastingen
NEN 6745-1 en NEN 6745-2 zijn hierbij
uitgangspunt. De activiteit betreft een
nadere uitwerking voor zo ver daar
behoefte aan is.
31-05-
2011
NEN Fugro
3 Het opstellen van een document
waarin de wijze van interpretatie van
de proefbelastingsresultaten wordt
beschreven
Hiervoor kan het rekenmodel dat is
gehanteerd voor het opstellen van het
CUR/Delft Cluster rapport ‘Axiaal
belaste palen’ als uitgangspunt worden
genomen.
31-05-
2011
NEN Deltares
4 Het opzetten van een databank voor
beschrijvingen van de
uitvoeringswijze van elk paaltype en
voor proefbelastingsresultaten
CUR Bouw & Infra heeft Deltares
opdracht gegeven om:
- te onderzoeken of bestaande
internetinterfaces eenvoudig geschikt
zijn te maken voor de data presentatie
- onderzoek te doen naar de
databasestructuur en -vorm
31-12-
2010
CUR Deltares
A-6
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
- onderzoek te doen naar het
benodigde kwaliteitscontrolesysteem.
5 Het opstellen van een document
waarin het proces van vaststelling
van paalfactoren wordt beschreven
inclusief het vaststellen van de
termijn dat een bepaalde paalfactor
geldig is
- welk onderzoek is bij
geprefabriceerde betonpalen vereist?
De noodzaak om elke leverancier
proefbelastingen uit te laten voeren is
bijvoorbeeld geen reële eis.
- hoe gaan we verder met de 8D
onzekerheid?
31-05-
2011
NEN GWR
6 Het opstellen van een Programma
van Eisen ten behoeve van de
goedkeuring van proefterreinen
(inclusief een raming van kosten voor
het uitvoeren van grondonderzoek)
31-05-
2011
CUR Deltares
7 Het uitvoeren van grondonderzoek
ter goedkeuring van proefterreinen
31-12-
2011
CUR
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
A-7
Voorbereidende werkzaamheden paalleveranciers
Activiteit Planning
gereed
Verantwoordelijke
partij
Uitvoerende
partij
1 Het opstellen van een Programma
van Eisen voor het certificeren van
paalleveranciers en paalsystemen
- uitgangspunt is de ervaring met een
eerdere poging om te komen tot
certificering in de branche
31-03-
2011
CUR
2 Het beschrijven van het
kwaliteitssysteem van het bedrijf
- schrijven van een
beoordelingsrichtlijn (BRL) voor de
toetsing van het algemene
kwaliteitssysteem van het
funderingsbedrijf.
30-09-
2011
Paalleverancier
3 Het beschrijven van de
uitvoeringswijze van die paaltypen
waarvoor een paalfactor wordt
bepaald
- maken van een format voor het
beschrijven van de uitvoeringswijze
per paaltype per producent
30-09-
2011
Paalleverancier
4 Het goedkeuren van het
kwaliteitssysteem van het bedrijf,
de beschrijving van de
uitvoeringswijze van het
paalsysteem en de bijbehorende
BRL’s
31-12-
2011
KIWA
A-8
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Proefbelastingen
Activiteit Planning
gereed
Verantwoordelijke
partij
Uitvoerende
partij
1 Het voorbereiden van de
proefbelasting
- opstellen van het proefbelastings-
programma
- aanmelden bij NEN
Paalleverancier
2 Het uitvoeren van
grondonderzoek
- conform de voorschriften in NEN
6745-1 en NEN 6745-2
Paalleverancier
3 Het installeren en instrumenteren
van de paal
- conform de voorschriften in NEN
6745-1 en NEN 6745-2
Paalleverancier
4 Het proefbelasten van de paal
- conform de voorschriften in NEN
6745-1 en NEN 6745-2
Paalleverancier
5 Het interpreteren van de
proefbelastingsresultaten
- opstellen van een meetrapport
- bepaling van de
paalklassefactor(en)
- opstellen van een rapport met de
resultaten van de proefbelasting
Paalleverancier
6 Het accepteren van de
proefbelastingsresultaten
- toetsen van de
proefbelastingsresultaten en de
interpretatie daarvan
CUR
7 Het opslaan van de meetdata
- aanleveren van de gegevens in het
vooraf bepaalde format
CUR
8 Het vaststellen van de
paalfactor(en)
- conform de voorschriften in NEN
6745-1 en NEN 6745-2
NEN
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
A-9
Onderhoud
Activiteit Planning
gereed
Verantwoordelijke
partij
Uitvoerende
partij
1 initiële controle op de werking van
het kwaliteitssysteem van de
paalleverancier
- audits bij het bedrijf op kantoor en bij
twee projecten
CUR KIWA
2 controle op de uitvoeringswijze van
de verschillende paaltypen
- toetsen en goedkeuren van door het
bedrijf ingevulde
uitvoeringsbeschrijving
CUR KIWA
3 controle op het gebruik van de
juiste paalklassefactoren
- beoordeling en goedkeuring van de
rapportage over de proefbelastingen
en afgifte van het certificaat met
daarop vermeld de paalfactoren.
COBc COBc
4 jaarlijkse controle op de werking
van het kwaliteitssysteem van de
paalleverancier
- audits per paaltype, één
kantooraudit en een nog nader te
bepalen aantal project-audits
CUR KIWA
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
B-1
B Berekeningen met MFoundation
Bijlage bij Hoofdstuk 11: Windbelasting
B-2
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Gebouw met hoogte van 20 m
BGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1500 328 4 8,4 12,4 1000 828
Ftotaal 1565 328 4,4 8,7 13,1 1024 869
Fwind 65
UGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1800 328 9,9 9,9 19,9 1069 1059
Ftotaal 1898 328 11,9 10,4 22,3 1083 1143
Fwind 98
Aan de hand van deze berekeningsresultaten is de verandering van de relatieve verplaatsing
per paaldeel van 2 m bepaald. Per paaldeel is vervolgens de verminderde relatieve
verplaatsing en de verminderde negatieve kleef belasting afgelezen uit figuur 3.
Per paaldeel
L [m]
s [mm]
sel [mm]
2 0,4 0,05
NAP
sel [mm]
sel+sb [mm]
dzakking [mm]
in % (uit
grafiek) Fr max;nk;i
[in %]
0,6 0,30 0,70 19,30 99 1
-1,4 0,25 0,65 19,35 99 1
-3,4 0,20 0,60 19,40 99 1
-5,4 0,15 0,55 19,45 99 1
-7,4 0,10 0,50 19,50 99 1
-9,4 0,05 0,45 19,55 100 0
-11,5 0,00 0,40 19,60 100 0
De reductie van de negatieve kleef belasting is gemiddeld 1%; dat is ca. 3 kN.
De som van de windbelasting en de negatieve kleef belasting is:
F∑ = Fwind;BGT + Fnk;max = 65 kN + 328 kN = 393 kN.
De reductie in procenten van F∑ is 3/393 x 100% = 1%.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
B-3
Gebouw met hoogte van 40 m
BGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1449 328 3,8 8,2 12 970 807
Ftotaal 1591 328 4,5 8,9 13,4 1040 879
Fwind 143
UGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1735 328 9,1 9,6 18,7 1050 1013
Ftotaal 1952 328 13,3 10,7 24 1082 1198
Fwind 214
Per paaldeel
L [m]
s [mm]
sel [mm]
2 0,70 0,12
NAP
sel [mm]
sel+sb [mm]
dzakking [mm]
in % (uit
grafiek) Fr max;nk;i
[in %]
0,6 0,70 1,40 18,60 98 2
-1,4 0,58 1,28 18,72 98 2
-3,4 0,47 1,17 18,83 98 2
-5,4 0,35 1,05 18,95 99 1
-7,4 0,23 0,93 19,07 99 1
-9,4 0,12 0,82 19,18 99 1
-11,5 0,00 0,70 19,30 99 1
De reductie van de negatieve kleef belasting is gemiddeld 1,5%; dat is ca. 5 kN.
De som van de windbelasting en de negatieve kleef belasting is:
F∑ = Fwind;BGT + Fnk;max = 143 kN + 328 kN = 471 kN.
De reductie in procenten van F∑ is 5/471 x 100% = 1%.
B-4
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Gebouw met hoogte van 60 m
BGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1500 328 4 8,4 12,4 1000 828
Ftotaal 1943 328 6,3 10,1 16,4 1148 1023
Fwind 343
UGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1799 328 9,9 9,9 19,8 1068 1059
Ftotaal 2315 328 28,7 12,6 41,3 1085 1558
Fwind 515
Per paaldeel
L [m]
s [mm]
sel [mm]
2 2,30 0,28
NAP
sel [mm]
sel+sb [mm]
dzakking [mm]
in % (uit
grafiek) Fr max;nk;i
[in %]
0,6 1,70 4,00 16,00 97 3
-1,4 1,42 3,72 16,28 97 3
-3,4 1,13 3,43 16,57 97 3
-5,4 0,85 3,15 16,85 98 2
-7,4 0,57 2,87 17,13 98 2
-9,4 0,28 2,58 17,42 98 2
-11,5 0,00 2,30 17,70 98 2
De reductie van de negatieve kleef belasting is gemiddeld 2,5%; dat is ca. 8 kN.
De som van de windbelasting en de negatieve kleef belasting is:
F∑ = Fwind;BGT + Fnk;max = 343 kN + 328 kN = 671 kN.
De reductie in procenten van F∑ is 8/671 x 100% = 1%.
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
B-5
Gebouw met hoogte van 80 m
BGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1386 328 3,4 7,9 11,3 948 766
Ftotaal 1854 328 6,4 10,1 16,5 1152 1030
Fwind 469
UGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1660 328 8,2 9,2 17,4 1027 962
Ftotaal 2365 328 32,2 12,9 45,1 1085 1609
Fwind 704
Per paaldeel
L [m]
s [mm]
sel [mm]
2 3,00 0,36
NAP
sel [mm]
sel+sb [mm]
dzakking [mm]
in % (uit
grafiek) Fr max;nk;i
[in %]
0,6 2,20 5,20 14,80 95 5
-1,4 1,83 4,83 15,17 95 5
-3,4 1,47 4,47 15,53 96 4
-5,4 1,10 4,10 15,90 97 3
-7,4 0,73 3,73 16,27 97 3
-9,4 0,37 3,37 16,63 97 3
-11,5 0,00 3,00 17,00 98 2
De reductie van de negatieve kleef belasting is gemiddeld 3,5%; dat is ca. 11 kN.
De som van de windbelasting en de negatieve kleef belasting is:
F∑ = Fwind;BGT + Fnk;max = 469 kN + 328 kN = 797 kN.
De reductie in procenten van F∑ is 11/797 x 100% = 1,5%.
B-6
1205445-000-GEO-0001, 23 mei 2012, definitief
Werkdocument Verborgen Veiligheden
Gebouw met hoogte van 120 m
BGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1043 328 2 6,3 8,3 750 622
Ftotaal 1675 328 5 9,3 14,3 1072 931
Fwind 634
UGT Fnk sb sel s1 Rs;i;d Rb;i;d
Fpermanent 1247 328 4,4 7,3 11,7 851 724
Ftotaal 2200 328 12,3 12 34,3 1084 1444
Fwind 950
Per paaldeel
L [m]
s [mm]
sel [mm]
2 3,00 0,50
NAP
sel [mm]
sel+sb [mm]
dzakking [mm]
in % (uit
grafiek) Fr max;nk;i
[in %]
0,6 3,00 6,00 14,00 92 8
-1,4 2,50 5,50 14,50 94 6
-3,4 2,00 5,00 15,00 95 5
-5,4 1,50 4,50 15,50 96 4
-7,4 1,00 4,00 16,00 97 3
-9,4 0,50 3,50 16,50 97 3
-11,5 0,00 3,00 17,00 98 2
De reductie van de negatieve kleef belasting is gemiddeld 4,5%; dat is 15 kN.
De som van de windbelasting en de negatieve kleef belasting is:
F∑ = Fwind;BGT + Fnk;max = 634 kN + 328 kN = 962 kN.
De reductie in procenten van F∑ is 15/962 x 100% = 1, 5%