Samenvatting Industrieel slib voor bouwen van een dijk ... - Industrieel... · P.H. Yonatan, J....

9
Inleiding De behandeling en storting van industrieel slib zijn belangrijke problemen in de meeste geïndustrialiseerde landen. Enerzijds wordt het storten van industrieel slib goed geregeld in de meeste industriële landen die beperkte opties voor stortplaatsen hebben. Anderzijds bestaat industrieel slib uit materialen waarvan de eigen- schappen onbekend zijn vanuit het oogpunt van de geotechniek. Nochtans, eenmaal gedumpt in stortterreinen, kan slib als een geotechnisch materiaal worden bekeken en gewoon als niet- gekonsolideerde grond (Klein & Sarsby 2000) worden beschouwd. Het belangrijkste verschil is dat industrieel slib of afval geen geologische geschiedenis hebben omdat de oorspronkelijke materialen door chemische reacties of mechani- sche processen zijn veranderd zodat deeltjes ontstaan zijn die verschillen van het oorspronke- lijke geologische materiaal. Vanuit dit oogpunt vertoont het gebruik van industrieel slib als bouwmateriaal gelijkenissen en verschillen met de natuurlijk gevormde grond. In dit artikel wordt een overzicht gegeven van de onderzoeken die werden uitgevoerd om de geotechnische eigenschappen van een slib te identificeren en zijn geschiktheid voor de bouw van dijken na te gaan. Het slib is afkomstig van de productie van fosfaten. Het vloeibaar rest- produkt bestaat hoofdzakelijk uit SiO 2 -houdend calciumfluorideslib (CaF 2 ). In het slib bevinden zich restproducten zoals fosfaten. Bij extreme droging vormen deze kristallen op het materiaal- oppervlak, die in hoofdzaak bestaan uit brushiet (CaHPO 4 .2H 2 O). Dit is niet verwonderlijk, ver- mits het basismateriaal voor het productieproces afkomstig is uit Marokko, wat een van de zeld- zame plaatsen op aarde is waar dit brushiet voorkomt. Bij normale behandeling en stocke- ring werden echter geen transformaties of reacties opgemerkt, zodat dit aspect niet verder onderzocht werd. Het slib werd aanvankelijk in drie grote bekkens met een totale oppervlakte van 75 ha gestort. In 1993 werd ingeschat dat het volume van dit stortgebied op basis van de geplande productie- capaciteit niet voldoende was. Omdat het milieutechnisch niet mogelijk was om de opper- vlakte van de bekkens verder te vergroten was 46 GEOtechniek – april 2009 Industrieel slib voor bouwen van een dijk: geotechnisch gedrag en numerieke simulaties Samenvatting P.H. Yonatan, J. Maertens & D. Van Gemert Departement Burgerlijke Bouwkunde, Katholieke Universiteit Leuven, Heverlee, Belgium J. Houtmeyers & M. Goorden Tessenderlo Chemie, Ham, Belgium Het gedrag van industreel slib is gelijkaardig aan dat van kleiachtige grond. Industrieel slib kan voor het bouwen van dijken gebruikt worden, als het geotechnisch gedrag van deze materialen betrouwbaar beschreven is. Dit rapport brengt verslag uit over de onder- zoeken uitgevoerd om de geotechnische eigenschappen van een slib te identificeren en zijn geschiktheid voor de constructie van dijken na te gaan. Uitgebreide laboratorium proeven werden uitgevoerd om het geotech- nisch gedrag van het slib te identificeren. Verschillen en gelijkenissen werden gevon- den met grond. Daarom werden proefdijken opgebouwd om het reële gedrag van het slib te kennen. Computersimulaties werden ook uitgevoerd als een controle en ontwerp van de dijk. Die hebben redelijk goede voorspellingen opgeleverd. Het model werd gekalibreerd met behulp van de metingen, die op de proefdijk werden uitgevoerd. Figuur 1 Doorsnede van de finale dijk (P.H. Yonatan et al. 2008).

Transcript of Samenvatting Industrieel slib voor bouwen van een dijk ... - Industrieel... · P.H. Yonatan, J....

InleidingDe behandeling en storting van industrieelslib zijn belangrijke problemen in de meestegeïndustrialiseerde landen. Enerzijds wordt hetstorten van industrieel slib goed geregeld in demeeste industriële landen die beperkte optiesvoor stortplaatsen hebben. Anderzijds bestaatindustrieel slib uit materialen waarvan de eigen-schappen onbekend zijn vanuit het oogpunt vande geotechniek. Nochtans, eenmaal gedumpt instortterreinen, kan slib als een geotechnischmateriaal worden bekeken en gewoon als niet-gekonsolideerde grond (Klein & Sarsby 2000)worden beschouwd. Het belangrijkste verschil isdat industrieel slib of afval geen geologischegeschiedenis hebben omdat de oorspronkelijkematerialen door chemische reacties of mechani-sche processen zijn veranderd zodat deeltjesontstaan zijn die verschillen van het oorspronke-lijke geologische materiaal. Vanuit dit oogpuntvertoont het gebruik van industrieel slib als

bouwmateriaal gelijkenissen en verschillen metde natuurlijk gevormde grond.In dit artikel wordt een overzicht gegeven vande onderzoeken die werden uitgevoerd om degeotechnische eigenschappen van een slib teidentificeren en zijn geschiktheid voor de bouwvan dijken na te gaan. Het slib is afkomstig vande productie van fosfaten. Het vloeibaar rest-produkt bestaat hoofdzakelijk uit SiO2-houdendcalciumfluorideslib (CaF2). In het slib bevindenzich restproducten zoals fosfaten. Bij extremedroging vormen deze kristallen op het materiaal-oppervlak, die in hoofdzaak bestaan uit brushiet(CaHPO4.2H2O). Dit is niet verwonderlijk, ver-mits het basismateriaal voor het productieprocesafkomstig is uit Marokko, wat een van de zeld-zame plaatsen op aarde is waar dit brushietvoorkomt. Bij normale behandeling en stocke-ring werden echter geen transformaties ofreacties opgemerkt, zodat dit aspect niet verder onderzocht werd.

Het slib werd aanvankelijk in drie grote bekkensmet een totale oppervlakte van 75 ha gestort.In 1993 werd ingeschat dat het volume van ditstortgebied op basis van de geplande productie-capaciteit niet voldoende was. Omdat hetmilieutechnisch niet mogelijk was om de opper-vlakte van de bekkens verder te vergroten was

46 GEOtechniek – april 2009

Industrieel slib voor bouwen van een dijk: geotechnischgedrag en numerieke simulaties

Samenvatting

P.H. Yonatan, J. Maertens & D. Van Gemert Departement Burgerlijke Bouwkunde, Katholieke Universiteit Leuven, Heverlee, Belgium

J. Houtmeyers & M. Goorden Tessenderlo Chemie, Ham, Belgium

Het gedrag van industreel slib is gelijkaardigaan dat van kleiachtige grond. Industrieelslib kan voor het bouwen van dijken gebruiktworden, als het geotechnisch gedrag van deze materialen betrouwbaar beschreven is.Dit rapport brengt verslag uit over de onder-zoeken uitgevoerd om de geotechnischeeigenschappen van een slib te identificerenen zijn geschiktheid voor de constructie vandijken na te gaan. Uitgebreide laboratoriumproeven werden uitgevoerd om het geotech-nisch gedrag van het slib te identificeren. Verschillen en gelijkenissen werden gevon-den met grond. Daarom werden proefdijkenopgebouwd om het reële gedrag van hetslib te kennen. Computersimulaties werdenook uitgevoerd als een controle en ontwerpvan de dijk. Die hebben redelijk goedevoorspellingen opgeleverd. Het model werdgekalibreerd met behulp van de metingen,die op de proefdijk werden uitgevoerd.

Figuur 1 Doorsnede van de finale dijk (P.H. Yonatan et al. 2008).

het nodig om de bestaande bekkens in de hoog-te uit te breiden. Verder werd beslist om het slibeerst te behandelen in filterpersen ten einde hetvolume ervan te verminderen. Bijkomend werdbeslist om te onderzoeken of het mogelijk wasom de dijken, nodig voor de verhoging van debekkens, te realiseren met ontwaterd slib. Het finale doel was om de dijken met een hoogtevan 10 m onmiddellijk achter de huidige dijk van8 m hoogte aan te brengen voor de nodige dijk-verhogingen. Figuur 1 toont de finale doorsnedevan de dijken en Figuur 2 toont een luchtfoto vande bekkens in Tessenderlo.

Behandeling van het slibOm het probleem tussen de productie van sliben de beperkte opslagcapaciteit van het stort-terrein op te lossen, werden er twee filterpers-kamers gebouwd om het slib te behandelen.De filterperskamers hebben een capaciteit van105000 ton droge stof per jaar. Speciale filter-doeken worden gebruikt om het water en devaste bestanddelen te scheiden. Het resultaatvan de mechanische ontwatering bestaat uitrechthoekige blokken van ongeveer 3cm dikte.Tijdens het persen wordt op het slib een drukvan 15 bar uitgeoefend, het geen overeenstemtmet een vijzelkracht van 6000 kN op de filtersvan 2 m x 2 m.Het oorspronkelijk slib heeft een watergehaltevan 340 tot 345%. Door de behandeling totfilterkoeken (FK) in de filterpersen wordt hetwatergehalte verlaagd tot 70 tot 80%. Het resul-taat van directe schuifproeven toont aan dat decohesie en wrijvingshoek van de filterkoekenrespectievelijk 5 tot 15kPa en 28° tot 30°bedraagt. Bijgevolg kan er geconcludeerd wor-

den dat de behandeling van het slib d.m.v.filterpersen successvol is om het watergehaltevan de FK te verminderen en men een betrekke-lijk stijver materiaal bekomt. Hoewel de filter-koeken stijver zijn in vergelijking met het slibzijn de waarden van de cohesie laag en inovereenstemming met zachte grond.

MethodologieUitgebreide laboproeven en insituproevenwerden uitgevoerd om de eigenschappen vande verse FK en gestorte FK op het stortterreinte bepalen. Uit deze proeven kan geconcludeerdworden dat het gedrag van de filterkoekengelijkaardig is aan dat van natuurlijke klei, maarverschillen worden ook gevonden in vergelijkingmet natuurlijk voorkomende klei. Dit zal in devolgende paragraaf besproken worden. Tabel 1geeft een samenvatting van de materiaaleigen-schappen [P.H. Yonatan et al. 2008].Behalve uitgebreide laboproeven werden proef-

dijken op ware grootte gebouwd om het gedragvan de dijken te bestuderen. Er werden tweegeïnstrumenteerd proefdijken gebouwd. Vianumerieke modellering werd de veiligheid vande dijken gecontroleerd.

Geotechnische karakterisatie

D E E L T J E S I N D E L I N GHet resultaat van de bezinkingsproef toondeaan dat de filterkoeken uit 58% kleifractie, 24%zandfractie en slechts 18% siltfractie bestaan.Volgens ASTM 2487 kan men het slib classifice-ren als elastisch silt met zand (MH) waarvan devloeigrens onder de ‘A’ lijn gesitueerd is. Doormiddel van een ‘Scanning Electron Microscope’(SEM) kon worden vastgesteld dat de vorm vande slibdeeltjes anders is dan deze van natuurlijkvoorkomende kaoliniet klei zoals getoond infiguur 3. In figuur 3a is duidelijk te zien dat demeeste korrels homogeen verspreid en bolvor-

GEOtechniek – april 2009 47

Figuur 2 De luchtfoto van het stortterrein (uit Google maps).Figuur 3 SEM microfoto van de morfologie van het slib (l) eneen typische kaoliniet klei(r). (P.H. Yonatan et al. 2008)

Eigenschappen Soort v/h monsters Waarde van Normen°Filterkoeken Ongeroerd Natuurlijke

monster* gronden†

Watergehalte w % 75 - 85 50 - 90 30 - 80 ASTM D 2216Natte dichtheid γw kN/m3 15 - 17 15 - 17 15 - 18 BS 1377Droge dichtheid γd kN/m3 8.5 - 10 8 - 10 8.5 - 13 BS 1377Soortelijk gewicht Gs - 2.85 - 2.95 2.8 - 2.95 2.65 - 2.7 ASTM D 854Vloeigrens wl % 85 - 95 85 - 95 45 - 90 ASTM D 4318Uitrolgrens wp % 40 - 45 43 - 45 20 - 40 ASTM D 4318Plasticiteitsindex PI % 45 - 50 - 20 - 60 -Cohesie** c kPa 5 - 15 - - ASTM D 3080Wrijvingshoek** φ ° 28 - 30 - - ASTM D 3080Poriëngetal e - 1.5 - 3.0 1.5 - 2.5 1.0 - 2.3 -Doorlatendheid k m/s - 10-9 - 10-10 0.5 - 3x10-9 ASTM D 2435

* Uit boringen (Tennekoon 2007) ** Afschuifproef † Nash et al. (1992)° ASTM: American Society for Testing and Materials (1994), BS: British Standards Institution (1990)

Tabel 1 Samenvatting van basische eigenschappen (P.H. Yonatan et al. 2008).

mig zijn in plaats van plaatvormig zoals de kaoli-niet deeltjes getoond, in figuur 3b.

F Y S I S C H E E I G E N S C H A P P E NDe vloeigrens (wl) van het slib varieert tussen 85en 90% en de plasticiteitsgrens (wp) tussen 45 en50. Deze waarden zijn hoger dan de waarden vannatuurlijke kleien. Het soortelijk gewicht (Gs)varieert van 2.75 tot 2.95 met de gemiddeldewaarde van 2.9. Deze waarde ligt ook significanthoger dan bij normale grond soorten. Het hogesoortelijk gewicht van het slib kan verklaard wor-den door de hoge waarde van het soortelijkgewicht van CaF2 en de aanwezigheid van kleinehoeveelheden van zware metalen zoals Cu, Cd,Hg, Zn, enz.

S T E R K T E K E N M E R K E NZoals getoond in tabel 1 is de cohesie van de FKlaag en in overeenstemming met zachte klei.Deze proeven werden uitgevoerd met eenafschuifsnelheid van 0.1mm/min zodat er magworden van uitgegaan dat de proef min of meergedraineerd verlopen is. De afschuifmal voorhet proefstuk heeft een dimensie van 66cm.Onder cyclische omstandigheden gedragende filterkoeken zich bijzonder bij drogingen herbevochtiging. Deze proeven werdenuitgevoerd met verschillende proefstukkendie aan verschillende drogings- en herbevoch-tigingscyclussen werden onderworpen.Proefstukken werden gedurende een bepaaldeperiode gedroogd bij kamertemperatuur endaarna gedurende eenzelfde periode in waterherbevochtigd. Na de herbevochtiging werdende proefstukken 24 uur met een bepaaldespanning belast en daarna afgeschoven meteen snelheid van 0.1mm/min.

Het kiezen van de afschuifsnelheid is gedaan opbasis van twee criteria: (1) inschatting deafschuifsnelheid volgens ASTM 3080 en (2) uit-voering van afschuifproeven met verschillendeafschuifsnelheid (0.01, 0.1, 1 en 10 mm/min) opfilterkoeken. De schatting volgens ASTM toondedat een afschuifsnelheid van 0.05 tot 0.1mm/min kan worden gebruikt. Anderzijds heefthet experiment getoond dat de cohesie en wrij-vingshoek van de proeven met afschuifsnelheidvan 0,1 en 0,01 mm/min gelijkaardige waardegaven met percentageverschil van 2 tot 10%.Volgens ASTM 3080 zou de afschuifsnelheidlangzaam genoeg moeten zijn om poriënwater-overspanningen en bezwijken te vermijden. Uitde experimenten blijkt dat de afschuifsnelheidvan 0.1 mm/min langzaam genoeg is omdat bijdeze snelheid de resultaten glijkaardig warenaan deze bij de proef met afschuifsnelheid van0.01 mm/min. Er mag dus werden aangenomendat er tijdens het afschuiven geen noemens-waardige poriënwateroverspanningen ontstaanen dat de proeven als gedraineerde proevenkunnen aanzien worden.In figuur 4 is duidelijk te zien dat de cohesie vande proefstukken bijna nul is wanneer de duur vande cyclus 4 dagen of minder bedraagt. Na eencyclus van meer dan 4 dagen ontwikkelen deproefstukken een cohesie die groter is dan 30kPa. Het verlies van cohesie tijdens de eerste4 dagen kan verklaard worden door de bescha-diging van de grondstructuur wegens deuitzetting.

In de praktijk zijn de eigenschappen van éénenkele filterkoek niet relevant. In werkelijkheidworden deze filterkoeken gespreid met bulldo-zers en daarbij volledig geroerd. Om de invloed

van de vermenging te onderzoeken werdenschuifproeven uitgevoerd met een grootafschuifapparaat. Dit apparaat heeft volgendedimensies: 30x30x20 cm3. Deze proeven werden uitgevoerd met verschil-lende stapelingen van de filterkoeken, namelijkhorizontaal, verticaal en gemengd. Het monsterwerd eerst gedurende 24 u belast en kreeg aldusde kans om te consolideren, waarna de test werduitgevoerd. De snelheid van deze afschuifproe-ven bedroeg 1 mm/min en kon niet kleiner inge-steld worden. Dat wil zeggen dat deze proevenniet gedraineerd zijn. Deze proeven werden ookuitgevoerd met natte filterkoeken en er warengeen poreuze stenen onder en boven het mon-ster. Daarom is de kans reëel dat poriënwater-overspanningen tijdens deze proef ontwikkeldworden. Figuur 5 toont de waarden van de cohe-sie en de wrijvingshoek uit deze proeven. De aanwezigheid van macroporiën in een meng-sel van filterkoeken beïnvloedt misschien decohesie en de wrijvingshoek omdat de vervor-mingen van die mengsel gemakkelijker gebeurendoor de aanwezigheid van macroporiën. Tochwordt een grotere cohesie opgemerkt bij hori-zontaal en gemengd gestapelde filterkoeken. Ditis te wijten aan de onverzadigde conditie van deproeven. Bij niet-gedraineerde conditie van eenproef wordt de spanning gecontroleerd daar ergeen volumeveranderingen kunnen gebeuren[Lancellotta, R. 1995]. Indien het monster onver-zadigd is, loopt de beswijktlijn niet horizontaal,en wordt een cohesie in combinatie met wrij-vingshoek gevonden. Hoewel er macroporiënvoorkomen, is de doorlatendheid te laag opdatde poriënwaterspanningen tijd genoeg hebbenom af te bouwen. Bovendien wordt er tijdensdeze proeven opgemerkt dat de macroporiën na

48 GEOtechniek – april 2009

Figuur 5 Afschuifkarakteristieken van filterkoekenmengsel bij verschillende stapelingen (Op 't Eynde, S. en Michiels, T. 2005).

Figuur 4 Het gedrag van de filterkoeken bij droging en herbevochtiging (P.H. Yonatan et al. 2008).

de normaalspanning van 100 kPa verdwenen zijn.Bijgevolg wordt het filterkoekenmengsel ééngrote massa van filterkoeken waarvan de doorla-tendheid steeds laag is, waardoor het poriënwa-ter niet kan afvloeien.

C O N S O L I D A T I E K E N M E R K E NDe mechanische eigenschappen van grondenworden extreem beïnvloed door hun structuurdie afhankelijk is van vele factoren, zoals de geo-logische geschiedenis. In dit geval is de geologi-sche voorgeschiedenis afwezig omdat het origi-nele materiaal bij chemische processen verlorengegaan is. Om de samendrukbaarheidsken-merken te bepalen werden intrinsieke eigen-schappen van de filterkoeken bepaald omdatdie eigenschappen onafhankelijk zijn van hunnatuurlijke staat. De intrinsieke samendrukkings-lijn (ICL) vormt een belangrijke referentielijnvoor het bestuderen van de samendrukkingsken-merken van natuurlijke geconsolideerde kleien[Burland, J.B. 1990]. Burland (1990) heeft ver-schillende intrinsieke samendrukkingslijnen vanverschillende kleiachtige gronden voorgesteld.Hij heeft geconcludeerd dat een redelijk uniekelijn wordt gevonden indien de intrinsieke samen-drukkingslijn in functie van normaalspanning enporiënindex (Iv) wordt geplot. Het resultaatvoorgesteld in figuur 6 is de intrinsieke samen-drukkingslijn van Argile plastique, London kleien Magnus klei.

In figuur 6 zijn de resultaten van deze proevengetoond met de poriënindex op de verticale as.De poriënindex wordt volgens Burland (1990)gedefiniëerd als in vergelijking 1 waar e*100 ene*1000 het intrinsieke poriëngetal bij σ’v = 100kPa en 1000kPa zijn. C*c = e*100 – e*1000.De resultaten van deze proeven tonen aan dat deICL van het slib samenvalt met het resultaat vanBurland (1990). Dat betekent dat het gedrag vanhet slib vergelijkbaar is met natuurlijke klei. Denormale samendrukkingsproef op filterkoekenvalt ook samen met de ICL van Burland boveneen spanning van ongeveer 160 kPa, wat onge-veer rond zijn preconsolidatiedruk is. Uit dezeresultaten kan men concluderen dat deze span-ning kan gecorreleerd worden aan de effectievekorelspanning terwijl het slib in de filterperska-mer geperst wordt. Bij het filterpersen wordtdus uiteindelijk ongeveer 10% van uitgeoefendedruk overgedragen op de korrels.

(1)

De filterkoeken worden via transportbandenaangevoerd op het slibbekken. Door het vallenop deze transportbanden worden de koeken in

Industrieel slib voor bouwen van een dijk

GEOtechniek – april 2009 49

Figuur 6 Poriënindex in functie van effectieve verticalespanning voor verschillende proeven.

Figuur 7 Afschuifweerstand vs diepte uit vinproef (Op 't Eynde,S. en Michiels, T.2005).

Figuur 8 Resultatensondering metPANDA-apparaat. (Op 't Eynde, S. enMichiels, T. 2005).

kleine stukken gebroken en met verschillendestapelingen geplaatst op het slibbekken. Om deinvloed van deze stapelingen te bestuderen wor-den de filterkoeken in een groot oedometerap-paraat beproefd met verschillende stapelingen.De resultaten van deze proeven worden tevensgetoond in figuur 6. Uit deze figuur kan men dui-delijk afleiden dat de grafieken van het poriën-getal in functie van de druk voor horizontaal enverticaal gestapelde filterkoeken kruisen metdeze van filterkoeken bij een druk van 50 tot70 kPa. Deze kruispunten kunnen beschouwdworden als een conditie waarop de gestapeldefilterkoeken één grote massa van filterkoekenworden. Dat betekent dat de macroporiën vanafdeze drukken verminderd worden. Dat bevestigtook de bevinding dat de holle ruimten sterkverminderen bij drukken hoger dan 50 kPa.

P R O E V E N I N - S I T UVinproeven en dynamische sonderingen, PANDAgenaamd naar het gebruikte toestel, wordenuitgevoerd om de in-situ eigenschappen vande filterkoeken te bepalen. De vinproef is geba-seerd op ASTM D 2573.Figuur 7 geef de afschuifweerstand in functie vande diepte weer op een punt in het midden van dedwarssectie van de nieuwe proefdijk (zie PROEFDIJK 2) en in het midden van de langs-sectie. De resultaten tonen aan dat aan hetoppervlak grote maximale schuifweerstandenaanwezig zijn. Dit is mogelijk toe te schrijven aan oppervlaktefenomenen zoals capillairespanningen en vorst. Zoals reeds bij de vinproef werd opgemerkt,geeft ook het resultaat van de slagsondering in figuur 8 een sterkere oppervlaktelaag aan. Bij beide proeven is het duidelijk dat de grondaan het oppervlak verstevigd werd doorconsolidatie of oppervlaktefenomenen.

B O U W V A N G E Ï N S T R U M E N T E E R D E P R O E F D I J K E NProefdijken werden opgebouwd om het gedragvan de dijk en het onderliggende slib op te vol-gen. Twee proefdijken werden uitgerust met eenaantal meetinstrumenten. Bij de eerste proefdijkwerd onderzocht of het mogelijk was om de dijkmet geperst slib op te bouwen. Met de ervaringvan de eerste dijk werd de tweede dijk opge-bouwd welke werd gepland als een onderdeelvan de toekomstige dijk voor de ophoging vanhet stortterrein.

P R O E F D I J K 1De bouw van de dijk werd in twee fasen uitge-voerd. De bouw van het eerste deel gebeurde intwee lagen filterkoeken van 2 m dikte. Op de

50 GEOtechniek – april 2009

Figuur 9Doorsnedevan de eersteproefdijk.

Figuur 11Afgewerkte fundering voor proefdijk 2.

Figuur 10 Poriënwaterspanningen i.f.v. tijd voor proefdijk 1 (a) zonder zandlagen en (b) met zandlagen.

bodem van het dijklichaam en tussen de lagenwerden er zandlagen over de helft van de dijkvoorzien met een dikte van 30cm. De bedoelinghiervan was om de drainering in dit deel te ver-beteren en het effect ervan te kennen. De conso-lidatieperiode tussen de lagen was één jaar. Er werden een aantal meetinstrumenten in enonder de dijk geplaatst die het mogelijk maak-ten het gedrag van de proefdijk en het onderlig-gende slib op te volgen. Het opmeten van deporiënwaterspanningen gebeurde door middelvan waterspanningsmeters en peilbuizen terwijlhet zettingsgedrag aan de hand van zettingsbakenswerd opgevolgd. Figuur 9 toont de ligging endoorsnede van de eerste proefdijk. De hoogtevan die dijk werd beperkt tot 6 m omdat deslibfundering onstabiel werd. De lengte van

de proefdijk was 60 m en de breedte aan de basis30 m. De volgende conclusies werden uit demeetresultaten getrokken:� tussenlagen met draineerzand versnellen het

consolidatieproces.� de fundering uit filterkoeken mag niet steunen

op een dikke laag ongeperst slib.� wegpersen (squeezing) van onderliggend slib

veroorzaakt grote zettingen, opstuwing naastde dijk en gevaar voor de stabiliteit.

In figuren 10a en 10b is duidelijk te zien dat ereen groot verschil bestaat tussen de zones meten zonder de zandlagen. Aan de kant waar erzandlagen waren, werd de poriënwaterspanningsneller afgebouwd dan aan de andere kant. Datbenadrukt het belang van de zandlagen voor het

afvloeien van het water en het verminderen vande poriënwaterspanning.

P R O E F D I J K 2De afmetingen van de tweede proefdijk wordenaangeduid in figuur 1. De lengte van die dijk isongeveer 190m en die dijk zal ook gebruiktworden als deel van de definitieve dijk voor deophoging van het stortterrein. Figuur 11 toontde afgewerkte fundering voor de proefdijk.De bouw van de dijk werd uitgevoerd in 4 fasesen de consolidatieperiode tussen de fases wastelkens één jaar. Het dijklichaam werd opge-bouwd met filterkoeken. Zoals getoond in figuur1 werden zandlagen tussen de lagen van hetdijklichaam voorzien om het afbouwen van deporiënwaterspanning te vergemakkelijken.

Industrieel slib voor bouwen van een dijk

GEOtechniek – april 2009 51

Figuur 12 Zettingsprofielen voor proefdijk 2 op doorsnede A. Figuur 13 Poriënwaterspanning op proefdijk 2.

Parameter Eenheid Waarde uitLabo- Plaxis-proeven simulatie

Grondmodel - SSC

Doorlatendheid kx/ky m/s 10-9 5x10-9

Initieel Poriëngetal e0 - 1.95 1.95

Verandering van Doorlatendheid ck - 0.1 0.3

Gemodificeerde Samendrukkingsindex λ* - 0.0528 0.046

Gemodificeerde Ontlastingsindex κ* - 0.0126 0.005

Gemodificeerde Krimpingsindex µ* - - 0.00175

Cohesie c kPa 5-15 6

Wrijvingshoek φ ° 28-30 30

Ontbelastings-/belastings-Poissonverhouding νu - - 0.35

Tabel 2 Parameterwaarden uit de simulatie (P.H. Yonatan et al. 2009). Figuur 14 Zettingen op doorsnede A.

Deze proefdijk werd uitgerust met hydrostati-sche zettingsbuizen, piëzometers en waterspan-ningsmeters. De zettingsbuizen werden geïnstal-leerd op vier doorsneden (A, B, C en D) langs delengte van de dijk. Op elke doorsnede werden ertwee zettingsbuizen op 10 m van elkaar geïnstal-leerd. Dus zijn er in totaal 8 zettingsbuizen.Figuren 12 en 13 tonen de meetresultaten voorde zettingsbuis en de poriënwaterspanning opdoorsnede A. Het resultaat voor het zettings-profiel over de doorsnede A is in figuur 13weergegeven.

Zoals getoond in figuur 14, is in de doorsnede Ade zetting in het midden van de dijk ongeveer 50cm terwijl in doorsnede D de gemiddelde zetting110 cm is. Er is dus een duidelijke toename vande zettingen van deze proefdijk naar het openbekken toe. Vergelijking van de opgemeten zet-tingen in de zones A en D leert dat in de zone Ade maximale zetting nagenoeg in het middenoptreedt. In de zone D is de plaats van maximalezetting opgeschoven naar het bekken toe.

N U M E R I E K E S I M U L A T I EHet onduidelijke gedrag van de slib vestigde deaandacht op de vervormingen van de slibfunde-ringen. Daarom zijn er numerieke simulaties uit-gevoerd om het gedrag van de dijk te evalueren.De stabiliteit van het talud werd geëvalueerd omde veiligheid van de dijk te bepalen en de zettin-gen werden berekent. Enkel de simulaties voorde tweede proefdijk worden hier besproken.De numerieke simulatie is uitgevoerd metPLAXIS versie 8. De Mohr-Coulomb (MC) en softsoil creep (SSC) grondmodellen zijn gebruiktvoor het dijklichaam en het ondergelegen slib.De voorspelde zettingen uit de simulaties wer-den met de opgemeten zettingen vergeleken.Om de parameters van het SSC grondmodel tebepalen, werd een back-analysis van de 1-Dlabosamendrukkingproef met het SSC grond-model uitgevoerd.De back-analysis toonde dat het SSC grond-model het opgemeten resultaat niet perfect konnabootsen. Afwijkingen tussen de opgemeten ende gemodelleerde resultaten zijn duidelijk merk-

baar voor verticale spanningen kleiner dan 20kPa en groter dan 1300 kPa. Deze fenomenekunnen te wijten zijn aan de variatie van desamendrukbaarheid van het slib met de toenamevan de spanning evenals de initiële verzadigings-graad van het monster [Tennekoon, 2007]. De lage doorlatendheid kan volledige verzadigingvan het monster voorkomen en kan dus totgrotere dan normale onmiddellijke zettingenaanleiding geven terwijl in het model volledigeverzadiging is vooropgesteld. Het modelvertoont goede resultaten rond een verticalespanning van 160 kPa. Figuur 15 toont hetresultaat van de back-analysis en tabel 2 vatde parameters uit de back-analysis samen. De gemodificeerde samendrukkingsindex enontlastingsindex uit laboproeven voorgesteld intabel 2 werden berekend gebaseerd op cc (0.33)en cr (0.043) volgens internationale genormali-seerde parameterverhouding van deze para-meters, aangegeven in Plaxis versie 8 [Brink-greve, R.B.J. et al. 2006]. De waarden uit desimulatie voorgesteld in tabel 2 werden toege-past voor de modellering van de oude sliblaag.

S T A B I L I T E I T V A N D E D I J KOm de stabiliteit van de dijk te beoordelen werdeen stabiliteitsberekening uitgevoerd met de φ-creductie methode. Deze methode is beschikbaarin Plaxis. De methode houdt in dat de sterktepa-rameters, tan φ en c, achtereenvolgens geredu-ceerd worden tot de structuur bezwijkt. Zoals eerder vermeld werden MC en SSC grond-modellen gebruikt voor het dijklichaam en hetondergelegen slib. De afmetingen van de dijkwerden weergegeven in figuur 1. De bestaandedijk of de zanddijk op de rechterkant wordtbeschouwd als een vaste grens voor het slib. Datwil zeggen dat bewegingen en vervormingen vandeze dijk heel klein worden verondersteld endaardoor worden verwaarloosd. In totaal werder gebouwd in 4 fases met 1 jaar consolidatie-periode tussenin. Dit plan werd niet helemaalgevolgd wegens verschillende redenen zoals deproductiesnelheid van het slib. Bijvoorbeeld indoorsnede D werd de sectie opgebouwd in 5maanden met ophogingen van ongeveer 4.5m.Het gedrag van deze dijk langs doorsnede D isdus interessanter dan in de andere doorsnedenomdat de zettingen en poriënwaterspanningenevenals de mogelijkheid van bezwijking van dedijk groter zijn dan bij de andere doorsneden.Nochtans blijkt dat de dijk stabiel is tot nu toeen dat het ondergelegen slib een dijk van 10 mhoogte kan dragen. De resultaten van deze bere-kening zijn samengevat in tabel 3. Figuur 16toont typische glijvlakken voor doorsnede D.Zoals verwacht verminderen de veiligheidsfactoren

52 GEOtechniek – april 2009

Figuur 16 Typische glijvlakken voor doorsnede D.

Figuur 15 Het resultaat van de simulatie van de oedometerproef met Plaxis.

Industrieel slib voor bouwen van een dijk

GEOtechniek – april 2009 53

Figuur 19 Gesimuleerde en gemeten poriënwateroverspanningen voor doorsnede B (P.H. Yonatan et al. 2009).

Figuur 20 Gesimuleerde en gemeten poriënwateroverspanningen voor doorsnede D (P.H. Yonatan et al. 2009).

Figuur 17 Gesimuleerde en gemeten zettingen voor doorsneden A en B (P.H. Yonatan et al. 2009).

Figuur 18 Gesimuleerde en gemeten zettingen voor doorsneden C en D (P.H. Yonatan et al. 2009).

bij de toename van de dijkophogingen. In hetalgemeen is doorsnede A veiliger dan doorsnedeB. Dit wordt veroorzaakt door het feit dat deconsolidatieperiode tussen de fases 1 jaarbedroeg bij doorsnede A. Dus hadden de poriën-waterspanningen tijd genoeg om af te vloeienen werd er voldoende sterkte opgebouwd om dedijk te steunen. Anderzijds werden fase 2 en 3van doorsnede D in slechts 5 maanden uitge-voerd. Bijgevolg, toch op het einde van fase 3,geeft de berekening een kritische veiligheids-factor van 1.1 voor doorsnede D, waar de anderedoorsneden een veiligheidsfactor van 1.5 hebben.

Nochtans, beide doorsneden zijn in kritischeconditie op het einde van de 4de fase. De veiligheidsfactoren op lange termijn zijn meer dan 1.8 voor beide doorsneden zoalsgetoond in tabel 3.

Bij deze stabiliteitsberekeningen werd geenrekening gehouden met de eventuele reductievan de wrijvingshoek in het contactvlak met hetgeotextiel. In dit geval is het geotextiel geruwd,en de praktijk toont aan dat de reële veiligheids-factoren hoger zijn dan de berekende.

Fase VeiligheidsfactorDoorsnede A Doorsnede D

1 2.37 2.37

2 1.881.10

3 1.51

4 1.15 1.08

Lange termijn 1.86 1.83

Tabel 3 Samenvatting van de veiligheidsfactoren.

S I M U L A T I E V A N Z E T T I N G E NDe resultaten van numerieke voorspellingen voorde zettingen samen met de opgemeten zettin-gen worden in figuren 17 en 18 voorgesteld. Alsgetoond in figuur 17 zijn de voorspelde zettin-gen uit de simulatie redelijk in overeenstemmingmet de opgemeten zettingen. De simulatieresul-taten vallen binnen de gemiddelde waarden vanopgemeten zettingen tussen doorsneden A en B.Bij de aanvang van de bouw is de overeenstem-ming tussen meting en simulatie beter.Dit is terug te voeren naar de toegepaste gemo-dificeerde samendrukkingsindex (λ*) van desimulatie. Het ongeroerde monster voor hetmodelleren van de 1-D oedometerproef werdgenomen in een zone waar compactiekrachtenvan de transport wagens kleinere invloed op deslibfunderingen hebben gehad.

Bij doorsneden C en D heeft de simulatie eennauwkeuriger voorspelling opgeleverd maar erzijn duidelijk verschillen tussen de opgemetenzettingen en de gesimuleerde zettingen in hetbegin van de constructie van de dijk. Nochtanszijn de absolute waarden van de zettingen tij-dens de consolidatie niet veranderd. Dit toontaan dat het ongeroerde monster in overeenstem-ming is met de samendrukkingstoestand van hetslib rond doorneden C en D. Dit benadrukt ookdat er variaties in de samendrukkingstaat van hetslib op het stortterrein bestaan. De laboproeventonen ook variaties in samendrukkingstaat zoalsgetoond in figuur 6.

De simulatieresultaten van de poriënwaterover-spanningen zijn in figuur 19 en 20 weergegevenvoor doorsneden B en D. De berekende poriën-waterspanningen tonen overeenstemming metde gemeten waarden voor beide doorsneden.Nochtans, de poriënwaterspanningen van door-snede D tonen een verschillende trend in verge-lijking met die van andere doorsneden. Dit iswegens het feit dat het bouwen van fase 2 en 3in enkel 5 maanden met beperkte consolidatie-periode uitgevoerd werd. Dit heeft hoge voort-durende waterspanningen voor een periode vanbijna 1 jaar veroorzaakt. De dip in de poriën-waterspannings curve in figuur 20 is mogelijksveroorzaakt door een lokale afschuiving in diezone.

ConclusiesHet algemene gedrag van het slib is goed verge-lijkbaar met dat van klei. Omdat deze materialensterk samendrukbaar en weinig draagkrachtigzijn, moet voldoende aandacht besteed wordenaan de eigenschappen van het slib, waarbijtevens de geotechnische mechanismen diekunnen optreden bij ophogingen, moetengeanalyseerd worden. Dit onderzoek toont datgefilterperst slib bruikbaar is als bouwmateriaalvoor de bouw van dijken.Uit dit onderzoek is duidelijk gebleken dat erverschillen en gelijkenissen zijn tussen dit indus-trieel slib en kleiachtige grond. De deeltjes vanhet slib zijn bolvormig in plaats van plaatvormig.Het slib heeft ook een hoog watergehalte. Dit is het gevolg van de sterke aantrekking vanwatermoleculen bij het ontstaan van het slib. Ten gevolge daarvan gedraagt het slib zichanders bij cyclische droging en bevochtiging. Dit benadrukt het belang van de opmeting vannegatieve poriënwaterspanning of zuigkrachten.Verder onderzoek is nuttig om het uitzettings-en krimpgedrag van het slib te identificieren.

Uit de eerste en tweede proefdijk kunnen devolgende conclusies getrokken worden :– de ophoging moet gefaseerd geschieden,

omdat de doorlatendheid te klein is vooreen snelle consolidatie en opbouw vancohesie en inwendige wrijving.

– het aanbrengen van drainerende tussenlagenversnelt de consolidatie

– de indringing van hemelwater moet vermedenworden door een afwerking onder lichtehelling.

54 GEOtechniek – april 2009

Referenties– American Society for Testing and Materials(ASTM). 1994. Standard classification of soils forEngineering Purposes. ASTM D 2487, Annual Book ofASTM Standards, Vol. 04-08, Philadelphia, 206-216.– American Society for Testing and Materials(ASTM). 1994. Standard Test Method for Direct ShearTest of Soils Under Consolidated Drained Conditions.ASTM D 3080, Annual Book of ASTM Standards,Vol. 04-08, Philadelphia, 290-295.– Brinkgreve, R.B.J., Broere, W., & Waterman, D. (eds). 2006. Plaxis 2D – Version 8, Manual. PLAXIS BV, Balkema, Netherlands.– Burland, J.B. 1990. On the compressibility and shear strength of natural clays. Géotechnique 40 (3): 329-378.– Delveaux, T. & De Broe, E. 1993. Recyclage vanafvalslib voor dijkbouw. Thesis. Department of Civil Engineering, K. U. Leuven, 133pages.– Klein, A. & Sarsby, R.W. 2000. Problems in definingthe geotechnical behavior of wastewater sludges. In T.B. Edil & P.J. Fox (eds), Geotechnics of highcontent materials, ASTM STP 1374: 74-87. WestConschohocken, Pa.– Lancellotta, R. 1995. Geotechnical Engineering.A.A. Balkema, Rotterdam, Netherlands.– Nash D. F. T., Sills G. C. & Davison L.R. (1992) One-dimentional consolidation testing of soft clay fromBothkennar. Géotechnique 42(2): 241-256.– Op ‘t Eynde, S. & Michiels, T. 2005. Stabiliteits-onderzoek van dijken gebouwd met en op industrieelslib. Thesis. Department of Civil Engineering, K. U. Leuven, 97pages.– Yonatan, P.H. et al. 2008. Management and re-useof contaminated industrial sludge from geotechnicalpoint of View. Proceedings of the 1st InternationalConference on Hazardous Waste Management.Chania, Crete, Greece, Technical University ofCrete, Greece: 263.– Yonatan, P.H. et al. 2009. Construction of anembankment on and with an improved soft industrialsluge. In Karstunen & Leoni (eds). Proceedings of the 2nd International Workshop on Geotechnics of Soft Soil – Focus on GroundImprovement. Glasgow, Scotland, UK, CRC Press, Taylor & Francis Group: 444.– Tennekoon, J. 2007. Geotechnical characterizationof an industrial sludge and numerical analysis of sludge dam behaviour. PhD thesis. Katholieke Universiteit Leuven. Belgium. �

Reageren op dit artikel?Stuur dan uw reactie vóór 29 mei 2009 [email protected]