T Ministerie van Verkeer en Waterstaat - COB · (beschrijving tapse ringen en toleranties §3.3.4...

~TMinisterie van Verkeer en Waterstaat

Directoraat-Generaal RijkswaterstaatBouwdienst Rijkswaterstaat

Droge infrastructuurAfdeling Tunnelbouw

Samenvatting ontwerpberekeningen geboorde gedeelteTweede Heinenoordtunnel

YB

Y1

Y3 ' .---_._~

datumdocumentnr.opstellerbron

status

-_._ .

. -

N:J:

N:J:

' ..

. ..

m:J:

' ..•. .. . .

. . ..• •. " ....

november 19961933-T-963116ir Arjan van der PutTunnelcombinatie Heinenoord bestaande uit:Ballast Nedam Beton & Waterbouw b.v. Hollandse Beton & Waterbouwb.v. Van Hattum en Blankevoort b.v. en Wayss & Freytag ag.definitief

Voorwoord

Beste lezer,

Dit rapport is een uitbreiding en voltooiing van het concept rapport "Standaard berekeningenBoortunnel Heinenoord" van juli 1994.De ontwerpberekeningen van de eerste geboorde tunnel in Nederland, de Tweede Heinenoordtunnel,zijn in dit rapport samengevat. In ontwerpfase zijn de berekeningen uitgevoerd door het bouwteamTweede Heinenoordtunnel waarin de Bouwdienst Rijkswaterstaat en de Tunnelcombinatie Heine-noord (TCH) deelnemen.

Men moet zich goed bedenken dat dit rapport slechts de ontwerpmethoden weergeeft zoals die voorde eerste geboorde tunnel in Nederland zijn toegepast. Door proefnemingen en ervaringen kunnen inde toekomst misschien andere methoden worden toegepast.

Aan de totstandkoming van dit rapport hebben de volgende mensen meegeholpen: Michel Langhout(beschrijving tapse ringen en toleranties §3.3.4 en §3.3.5), Harry Dekker (beschrijving grondon-derzoek hoofdstuk 4), Eelco Negen (beschrijving 3-dimensionale raamwerkberekening §6.3.3) en inhet bijzonder de heer Gürkan die het geduld en de moeite iedere keer nam om de boortunnelbereke-ningen toe te lichten.

Met vriendelijke groet,

Arjan van der Put

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel november 1996

Inhoudsopgave

Voorwoord iii

Inhoudsopgave v

Verklaring gebruikte afkortingen en termen vii

Inleiding .

1.1 Algemeen .

1.2 Doel rapport .

1.3 Overzicht ontwerpberekeningen boorgedeelteTweede Heinenoordtunnel .

2 Ontwerp-aspectenboorgedeelte Tweede Heinenoordtunnel . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3

2.1 Algemeen 3

2.2 Randvoorwaardenen uitgangspunten 3

2.3 Programmavan eisen 3

2.4 Berekeningstechnischeaannamen. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4

3 Korte beschrijving boortunnelontwerp 5

3.1 Algemeen 5

3.2 Diepteligging boortunnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 5

3.3 Liningontwerp 5

3.3.1 Algemeen 5

3.3.2 Aantal en dikte van de segmentenin de tunnelring 5

3.3.3 Boutverbindingen . . . . . . . . .. 6

3.3.4 Links-,rechts-en parallelringen 8

3.3.5 Liningtoleranties 9

3.3.6 Voegprofielen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 10

4 Bepalinggrondparametersen waterstanden ... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 13

4.1 Algemeen ,................................. 13

4.2 Het uitgevoerdegrondonderzoek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 13

4.3 De adviseringvan de aan te houden grondparameters 13

4.4 De maatgevendedoorsnedenvoor de verschillende berekeningen 16

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel novemb<'< 1996

5

5.1

5.2

5.3

5.3.1

5.3.25.3.3

5.4

6

6.1

6.26.3

6.3.1

6.3.2

6.3.3

6.4

6.5

6.5.1

6.5.2

6.5.2.1

6.5.2.2

6.5.2.3

6.5.3

6.6

7

7.1

7.2

Opdrijf- en graaffrontstabiliteitsberekeningen geboorde tunneldeel Tweede Heine-noordtunnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 17

Algemeen 17

De opdrijfberekening 17

Berekening graaffrontstabiliteit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 18

Algemeen 18

Het horizontale evenwicht van de steundrukberekening . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 18

Het verticale evenwicht van de steundrukberekening (blow out-berekening) , 20

De opbreekberekening 22

De liningberekening , 25

Algemeen 25

Probleemverkenning liningberekening 25

Mechanicamodellen liningberekening Tweede Heinenoordtunnel . . . .. 26

Algemeen 26

liningschematisatie voorontwerp 27

liningschematisatie definitief ontwerp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 30

Schematisatie van de beddingswaarden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 32

Belastingen 34

Algemeen 34

BelastingschematisatieSchulze Duddeck-model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 34

Algemeen 34

Aannamen en uitgangspunten 35

Belastingformules 35

Belastingsgevallen , 36

Overzicht veiligheden liningberekening Tweede Heinenoordtunnel . . . . . . . . . . . .. 40

Resultaten 41

Gekozen liningontwerp , 41

Wapening ö ••••••••••••••••••••• , 41

5.lmen\/ilning berekeningl!f1 Tweede Heinenoordtunnel november 1996

Literatuurlijst . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 44

Bijlagen

Bijlage 1 Het ruimtelijk steundrukmodel volgens Jancsecz

Bijlage 2 Voorbeeld opdrijfberekening

Bijlage 3 Voorbeeld steundrukberekening en blowoutberekening

Bijlage 4 Formule-afleiding en voorbeeld opbreekberekening

Verklaring gebruikte afkortingen en termen

TBM tunnelboormachine

segmentsteentunnelringtunnelliningtunnel mantel

voeg tussen twee aanliggende tunnelringenvoeg tussen twee aanliggende segmentstenen in dezelfde tunnelringrubber afsluitvoeg tussen de segmentstenen t.b.v. de waterdichtheid van detunnelliningbetonnen segment uit de tunnel ringeen boortunnel is in langsrichting opgebouwd uit ringen van betonde betonnen tunnelomhullingtunnellining

ringvoeglangsvoegvoegprofiel

Samenvaning berekeningen Tweede Heinenoordtunnel november 1996

1 Inleiding

1.1 Algemeen

Ten behoeve van de capaciteitsuitbreiding van de A29 worden de langzaam verkeer stroken uit debestaande Heinenoordtunnel verwijderd. Het langzaam verkeer zal door een nog aan te leggenTweede Heinenoordtunnel worden geleid. Deze Tweede Heinenoordtunnel wordt naast de bestaandeHeinenoordtunnel aangelegd.In 1989 is voor de Tweede Heinenoordtunnel een aanbieding gevraagd door de BouwdienstRijkswaterstaat.Vanwege geldgebrek is het project toen echter uitgesteld.In 1993 is de Tweede Heinenoordtunnel echter aangewezen als praktijkproject voor een geboordetunnel en is er geld vrijgemaakt om het project uit te voeren.Het ontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel is uitgewerkt in projectteamverband. In dit project-team nemen de participanten van de Tunnelcombinatie Heinenoord (TCH) en de Bouwdienst Rijkswa-terstaat deel. De TCH bestaat uit de volgende combinanten: Ballast Nedam Beton en Waterbouw,Wayss & Freytag, van Hattum & Blankevoort, de Hollandsche Beton & Waterbouw.Voordat met het boortunnelontwerp is begonnen, zijn in samenwerking met het bouwteam doorGrondmechanica Delft (GD) en Erdbouwlaboratorium Essen (ELE) rekenregels opgesteld voor hetontwerp van de boortunnel. Aan de hand van deze rekenregels heeft de TCH een ontwerp voorge-steld dat door de Bouwdienst als geheel en door GD en ELEop bepaalde elementen is beoordeeld.Om een algemene indruk van de Tweede Heinenoordtunnel te krijgen is in figuur 1.1 het bovenaan-zicht en het langsprofiel van de tunnel weergegeven.

1.2 Doel rapport

De Tweede Heinenoordtunnel is een praktijkproject voor een geboorde tunnel in Nederland. Hetdoel van dit project is om met de boortunneltechniek in Nederland ervaring op te doen.Voor het ontwerp van de boortunnel Heinenoord zijn een aantal berekeningen gemaakt die specifiekvoor boortunnels gelden.Dit rapport heeft als doel verspreiding van kennis ten aanzien van de ontwerpberekeningen van deboortunnel Heinenoord aangezien er in het algemeen in Nederland weinig bekend is over derekenmethodes van boortunnels.In dit rapport worden de architectonische en afbouw-aspecten van de Tweede Heinenoordtunnel nietbehandeld.

1.3 Overzicht ontwerpberekeningen boorgedeelte Tweede Heinenoordtunnel

Voor de uitvoering van de Tweede Heinenoordtunnel als boortunnel is gekozen voor een tunnelboor-machine (TBM) van het type Hydroschild. Voor de afwegingen van deze keuze wordt naar rapport"Keuze tunnelboormachine Heinenoord (LVTH-D-94005)" van J.L. van der Put verwezen.Deze keuze houdt in dat het graaffront met een vloeistofdruk of in incidentele gevallen met luchtdrukwordt gesteund hetgeen verschillende belastingsgevallen tot gevolg heeft waarvan de graaffrontstabili-teit dient te worden berekend.

De ontwerpberekeningen voor de Tweede Heinenoordtunnel in de maatgevende doorsneden bestaanuit:

berekeningen ten behoeve van de bepaling van het alignement;opdrijfberekeningen;berekeningen t.b.v. de graaffrontstabiliteit;liningberekeningen.

In dit rapport worden eerst de ontwerp-aspecten van de boortunnel beschreven waarna vervolgensverder wordt ingegaan op de verschillende ontwerpberekeningen.

Samenvatting bereken ingen Tweede Heinenoordtunnel november 1996

I ~ ! ~ ~ ~

~.!l.!l.

i•.~.=':.ti-

...L~~iJ.

J.

J.

I.

~....L~~~.

0

L;.J. ...

0<J :>L~0

,.

:.;.;.

~;.

II I

hiiI

iI,II

I

;.,.

<CLh••~.••••~•.~.~.••~.:,.~.

~

,:-~ i ~

)/

:;;oo

figuur 2.1

Samenvaning berekeningen Tweede Heinenoordtunnel november 1996

2.1 Algemeen

2 Ontwerp-aspecten boorgedeelte Tweede Heinenoordtunnel

In dit hoofdstuk worden de algemene randvoorwaarden, uitgangspunten, eisen en aannamen vermelddie van belang zijn geweest voor het ontwerp van het geboorde tunneldeel van de TweedeHeinenoordtunnel.

2.2 Randvoorwaarden en uitgangspunten

a Grondgesteldheid en grondwaterstand.Om de grondgesteldheid te bepalen is er een grondonderzoek uitgevoerd dat heeft geresulteerdin de grondparameters en een geotechnisch profiel zie figuur 2.1 .De grondparameters, de grondwaterspiegelfluctuaties en de eventuele wateroverspanningen zijnvan essentieel belang voor een boortunnelontwerp. In hoofdstuk 4 wordt het grondonderzoek vande Tweede Heinenoordtunnel om deze redenen nader beschreven;

b Waterstanden in de rivier de Oude Maas.De waterstanden in de rivier de Oude Maas staan indirect in verbinding met de dieperezandlagen waarin de boortunnel wordt geboord.

c De boortunnel wordt gerealiseerd met een Hydro-schild;d Het profiel van vrije ruimte.

2.3 Programma van eisen

In het programma van eisen is in dit rapport een verdeling gemaakt naar algemene eisen en eisen diein de bouwfase en gebruiksfase worden gesteld aan de boortunnel.De algemene eisen zijn:a de opdrijf-eis de boortunnel moet niet opdrijven. In paragraaf 5.2 wordt de opdrijfbereke-

ning behandeld;de grond boven de boortunnel moet bij hoogovale vervorming niet opbre-ken. In paragraaf 5.4 wordt de opbreekberekening behandeld;de lining moet de heersende grond- en waterdrukken en de veranderlijkebelastingen met een vereiste veiligheid kunnen weerstaan;milieuklasse Sb, B45, wapeningsstaal FebSOO;de lining moet voldoende waterdicht zijn. In paragraaf 6.6 wordt dit verderbehandeld;een maximale zetting van 6 cm;de tolerantie in het profiel van vrije ruimte is 10 cm t.o.v. de straal;60 minuten brand volgens de standaard brandkromme.

b opbreek-eis

c sterkte-eisen

d beton-eisene waterdichtheid

f maaiveldzettingg tracétolerantieh brandeis

De eisen in de bouwfase zijn:a graaffrontstabiliteit voor de verschillende graafondersteuningbelastingsgevallen dient het

graaffront stabiel te zijn. In paragraaf 5.3 wordt de berekening van degraaffrontstabiIiteit behandeld;

b belastingsgevallen grond- en waterdrukken, vijzelkrachten van TBM op lining, etc. Inparagraaf 6.5 worden deze belastingen verder behandeld.

De eisen in de gebruiksfase zijn:belastingsgevallen grond- en waterdrukken. In hoofdstuk 4 worden deze belastingen verder

behandeld.


2.4 Berekeningstechnische aannamen

Voor het boortunnelontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel zijn een aantal aannamen gedaan.

1 Aannamen in de opdrijfberekeningVoor de neerwaartse kracht op de tunnel wordt alleen de grondmoot recht boven de tunnel genomenen worden de wrijvingskrachten niet in rekening gebracht, zie paragraaf 5.2.

l. Aannamen in de graaffrontstabiliteitsberekeningen zijn:In de literatuur zijn verschillende methoden vermeld die de graaffrontstabiliteit beschrijven. Voor hetTweede Heinenoordtunnelproject is voor het model lansecz gekozen.In bijlage I is een algemene beschrijving van het ruimtelijke steundrukmodel volgens Jancseczgegeven.

J. Aannamen in het liningontwerp zijn:a Er is geen onderlinge beïnvloeding van tunnelbuizen als de boortunnelbuizen meer dan 0.50 uit

elkaar liggen;bEen langsberekening van het boortunneldeel (een zgn.liggerberekening) is niet nodig omdat:

* onder de tunnelvoet bevinden zich geen cohesieve lagen die door ontgraving kunnenzwellen;

* ophogingen op het maaiveld leiden door het ontbreken van bovengenoemde lagen niet totnoemenswaardige zettingen;

* bovendien geldt er dat door de velen scharnieren in de tunnellining (de ringvoegen om de1,5 meter) de tunnel zich goed kan aanpassen aan de grondvervormingen zodat niet metnoemenswaardige dwarskrachten in de ringvoegen hoeft te worden gerekend. Ook zijn ergeen plaatselijke hoge bodemspanningen ten gevolge van grondophogingen e.d. of plotselin-ge overgangen in langsrichting in de verschillende bodemlagen

* de opdrijfkracht van het water groter is dan het eigen gewicht van de tunnel en de ver-keersbelasting waardoor in de buis in langsrichting nauwelijks dwarskrachten wordengeïntroduceerd door eventuele zakking.

c Relaxatie van de grout t.g.v. krimp en kruip wordt verwaarloosd omdat:* de grout wordt geïnjecteerd in een met water verzadigde grond. Krimp t.g.v. uitdroging treedt

dus niet op. Een verandering van de E- en K-waarden van de grond door kruip van de groutis te verwaarlozen.

d Voor de opvulling van de tunnelvoet tot het rijvloerniveau kan ballastzand worden gebruikt i.p.v.ballastbeton omdat de opvulling niet de functie van een buigtrekligger hoeft te vervullen t.b.v.van de ringstabiliteitproblemen;

e Verwaarlozing van het restant van de vijzelkracht in langsrichting van de tunnel.Tijdens het boren van de tunnel zet de TBM zich door middel van vijzels op de lining af echtertijdens de bouw van de ring worden de vijzels ter plaatse weer teruggetrokken. Door dit procesvan belasten-ontlasten-belasten etc. komt circa 10 à 20% van de totale vijzel kracht als voorspan-ning in lengterichting van de tunnel terecht. Voor het ontwerp van de Tweede Heinenoordtunnelis er niet gerekend met deze "voorspanning". Er is vanuit gegaan dat de ringen naast elkaarblijven liggen en de voegen niet open kunnen gaan staan door verplaatsing van de ringen inlengterichting. De verbinding van de tunnelbuis met de starre schacht vindt pas na een jaar plaatswaardoor eventuele zettingen van de buis kunnen worden opgevangen en de verbindingtunnelbuisschacht vrijwel spanningsvrij kan worden uitgevoerd.Verwaarlozing van de temperatuurbelastingen van de tunnellining.

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel 4 november 1996

3 Korte beschrijving boortunnelontwerp

3.1 Algemeen

Het boortunnelontwerp kan grofweg worden gesplitst in:a de bepaling van het profiel van vrije ruimte;b de bepaling van het horizontale en verticale tracé;c de bepaling van het lining-, architectonische en E&M-ontwerp.Vanwege het feit dat al deze aspecten m.u.v. het liningontwerp geheel anders zijn voor verschillendeboortunnels wordt in dit rapport het liningontwerp nadere aandacht gegeven.In dit hoofdstuk worden de bepaling van de diepteligging en de bepaling van het liningontwerp in hetkort beschreven waarna deze punten in hoofdstuk 6 nader worden toegelicht.

3.2 Diepteligging boortunnel

In het algemeen geldt de vuistregel dat de gronddekking boven de tunnel één maal de diameter vande tunnel moet zijn om de volgende drie gevallen af te dekken.a gedurende de bouwen gebruiksfase van de tunnel moet de opwaartse kracht t.g.v. van het water

gebalanceerd worden door de neerwaartse krachten (grond en wrijving). Kort gezegd de tunnelmag niet opdrijven;

b gedurende de bouwfase moet het graaffront stabiel zijn en moet er de mogelijkheid zijn hetgraaffront (deels) te kunnen betreden voor onderhoud of tijdens calamiteiten. De grond- enwaterdruk moeten evenwicht maken met de luchtdruk in de graafkamer. In dit geval mag er geenblow-out optreden;

c bij hoog-ovale vervorming (vervorming als een staande ovaal) van de tunnel dient de grondboven de tunnel niet als een wig eruit gedrukt te worden. De tunnel mag niet opbreken.

3.3 Liningontwerp

3.3.1 Algemeen

Er zijn grofweg twee typen liningsystemen voor boortunnels namelijk meerwandige en enkelwandigeliningsystemen. Bij meerwandige liningsystemen wordt binnen de eerst aangebrachte lining nog eenpermanente waterdichte lining aangebracht. Een enkelwandig liningsysteem bestaat slecht uit éénwand die zowel grond- als waterkerend is.Liningsystemen kunnen gemaakt worden uit gietijzer, staal en gewapend beton en kunnen wordenopgebouwd uit één geheel of uit verschillende segmenten.Voor de Tweede Heinenoordtunnel is gekozen voor een enkelwandig Iiningsysteem van betonbestaande uit verschillende segmentstenen. De reden hiervan zal in dit hoofdstuk duidelijk worden.

3.3.2 Aantal en dikte van de segmenten in de tunnelring

Voor het liningontwerp is eerst een schatting gemaakt van de dikte en het aantal segmentstenen in detunnel ring. Vervolgens is met nadere berekeningen het definitieve liningontwerp vastgesteld.

De dikte van segmentstenenAls vuistregel wordt vaak 1/10 van de straal voor het bepalen van de segmentdikte genomen.De dikte van segmentstenen wordt voornamelijk bepaald door:a de belasting in gebruiks- en uitvoeringsfase met name:

* ontgravingen en ophogingen op het maaiveld boven de tunnel;* asymmetrische belastingen gedurende de verschillende levensfasen van de tunnel;* de belastingen t.g.v. de segmentverplaatsing tijdens de bouwfase.


b de ruimte ten behoeve van de detaillering van de wapening, de langsvoegen en de ringvoegen;c de minimum dekking;d de afmetingen van het rubberprofiel;e de kostenbeschouwing: dikkere segmenten geven minder wapening, echter een grotere diameter

en diepere schachten.Vanwege het grotendeels ontbreken van belastingen onder a genoemd en het kunnen toepassen vaneen geringe dekking (35mm) is er voor het liningontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel gekozenvoor segmentstenenmet een dikte van 35 cm.

Het aantal segmentstenenHet aantal segmentstenen in de tunnelring is een zaak van optimalisering en wordt voornamelijkbepaald door:a economie: des te minder segmenten des te minder bekistingsmallen, transporthandelingen, etc.;b tolerantie: indien een tunnelring uit veel segmentstenen wordt opgebouwd kan de uitvoe-

ringsnauwkeurigheid groter zijn omdat het ringsysteem flexibeler is om montage- en fabrieks-fouten te corrigeren. Echter bij teveel stenen in een ring wordt de tolerantie van de gehele ringongunstig. Aangezien er slechts een bepaalde tolerantie haalbaar is moet hiermee voor debepaling van het aantal segmentstenen in een tunnelring rekening worden gehouden. Dehaalbare tolerantie is afhankelijk van de vormvastheid van de bekistingsmallen;

c statische berekening: indien de koppelkrachten tussen twee ringen te groot worden moeten ermeer koppelstaven worden toegepast. Het aantal koppelstaven per segment is beperkt zodat dezeberekening bepalend kan zijn voor het aantal segmenten in een ring.

Voor het liningontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel is gekozen voor een tunnelring bestaandeuit zeven segmentstenenen een sluitsteen.

3.3.3 Boutverbindingen

In de bouwfase van de boortunnel wordt na het plaatsen van een segment in de ring het segmentvastgebout aan de voorgaande ring m.b.v.langsbouten en de naastliggende segmenten m.b.v.dwarsbouten.Deze boutverbindingen zorgen ervoor dat de segmenten niet uit de ring kunnen vallen in debouwfase. Voor de Tweede Heinenoordtunnel zijn de boutverbindingen van tijdelijke aard. Ongeveer50 meter achter de TBM worden de bouten verwijderd en opnieuw gebruikt. Als de TBM isgepasseerd is de injectiemortel verhard en zijn er nauwelijks ontspanningen meer mogelijk. Overigenswordt over de afstand van 50 meter de "voorspankracht" in langsrichting, veroorzaakt door devijzel krachten, overgenomen door de wrijvingskracht langs de tunnelomtrek.

In andere projecten worden soms wel definitieve boutverbindingen toegepast om bijvoorbeeld deringstabiliteit te vergroten door trekspanningen op te nemen of omdat het uitvoeringstechnischgoedkoper is de bouten te laten zitten. Bij definitieve boutverbindingen moeten de bouten wordenverzinkt vanwege het gevaar van afspringen van beton bij roesten van de bouten of om esthetischeredenen.

Er kunnen twee soorten bouten worden toegepast, namelijk rechte en kromme bouten. De afwegingom een van beide toe te passen is afhankelijk van de kromming van de segmenten (de tunneldiame-ter) en hiermee de realiseerbare grootte van de cassette (kleine tunneldiameters hebben een sterkekromming waardoor er gekromde bouten moeten worden toegepast).De boutverbinding wordt voorzien van een boutring en een schotelveer. De schotelveer kan wordenuitgevoerd als wig waardoor er een voorspanningsreserve is of als veer waarbij deze de spanning vande bout onder de boutkop verdeelt. Zowel het wig- als veerprincipe hebben tot doel de bout onderspanning te houden.

Op de contactvlakken in de ringvoeg wordt kaubit aangebracht, zie figuren 3.1.


ItJ •. ~ (3 .

.._.~_ ..-;;.._ .._~ .._ ..t

BINNENAANZI(HT

AANZICHT SEGMENT 'A" IN BOORRICHTING 1 - Kaubit

10 ,, •

- A5I[YUTI'1H6- • A5 UlJSPARlllli

I.'"

I-.,I

IIIIIIII

__ I.-or

==

figuren 3.1 \\\ - Kaubit

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordlunnel 7 november 1996

Kaubit heeft als doel het eerstecontact tussen twee naastelkaar liggende ringen te verzorgen op hetmoment dat de TBM zich met zijn vijzels tegen de tunnelring afzet. De kaubitplaatjes verdelen devijzel krachten zoveel mogelijk gelijkmatig over het liningoppervlak en voorkomen piekspanningen.Kaubit reageerteerstelastischen vervolgens plastisch.

Voor de sluitsteen is naast een boutverbinding ook een hol-dolverbinding nodig omdat anders desluitsteentijdens de ringbouwfasenaar benedenzou vallen.Voor de sluitsteenkan worden gekozen uit een sluitsteen met wel of niet radiaal gerichte zijkanten.Bij een sluitsteenmet radiaalgerichte zijkanten moet de steen over de hele breedte van de steen naarvoren worden geschovenom in de ring te kunnen worden geplaatst.Voor een niet radiaal gerichte(vlakke) zijkant geldt dit niet en heeft de sluitsteen minder breedte nodig om in de ring te kunnenworden geplaatst.

3.3.4 Links-,rechts en parallelringen

AlgemeenHet alignement van de tunnel heeft zowel in het horizontale als verticale vlak boogstralen met eenverschillende straal (450m < R < 4500m). In eerste instantie moet de TBM het alignement volgen, intweede instantie moet de tunnelwand de TBM volgen. Om dit mogelijk te maken moet de tunnel-wand derhalve ook bochten kunnen volgen. Dit wordt mogelijk gemaaktdoor het gebruik van tapseringen.

Type ringenEr zijn verschillende combinaties van typen tapse ringen mogelijk. De voor- en nadelen zullennavolgend kort worden besproken.

1) Alleen linkse of rechtseringenvoordelen Geen mogelijkheid tot inbouwen verkeerd type ring;

Eenvoudigelogistiek;nadelen Een groot aantal ringen (circa de helft) moet worden ingebouwd met de

sluitsteenop of onder de tunnelas.Het toepassenvan een type ring waarbij de sluitsteen voor de helft van het aantal ringen aan deonderzijde van de tunnel moet komen is niet gewenst. Normaal gesproken wordt de ring vanonder naar boven opgebouwd en wordt de sluitsteen als laatstegeplaatst.Een segment wordt opdeze wijze altijd aan de onderzijde gesteund hetgeen het nauwkeurig kunnen bouwen van eenring en de veiligheid tijdens de werkzaamheden ten goede komt. Aangezien de sluitsteen alslaatsteonderin wordt ingebouwd, wordt aan veiligheid en nauwkeurigheid ingeboet. Derhalve isdeze oplossingafgevallen.

2) Linkseen rechtseringenvoordelen Beperkt aantal type ringen met hieraan verbonden de voordelen van een

eenvoudige logistiek, opslagen geringe kansop fouten;Sluitsteenaltijd boven;

nadelen In theorie is het, bij een recht gedeelte van het alignement, minder perfectmogelijk om het alignement te volgen.

3) Linkse, rechtseen parallel ringenvoordelen In theorie is het beter mogelijk om het alignement te volgen;

De sluitsteen is altijd boven geplaatst;nadelen Maximaal aantal verschillende ringen op werk, met als gevolg grotere kans

op fouten;Meer typen bekistingen benodigd;Ingewikkelder logistiek en opslag.


Keuze oplossingAls reeds bij de beschrijving van de verschillende typen ringen is aangegeven, is het toepassen vanéén type ring niet gewenst geacht.Belangrijke factoren bij de afweging tussen het toepassen van twee of drie verschillende typen ringenzijn logistiek, kans op fouten en flexibiliteit tot het volgen van de TBM. De voordelen van slechtstwee typen ringen ten aanzien van logistiek en kans op fouten zijn evident. Het toepassen van alleenlinkse en rechtse ringen heeft tot gevolg dat de afwijking van een recht alignement maximaal 5 mmbedraagt, dit valt ruim binnen de toleranties van de TBM.Een opmerking die hierbij moet worden gemaakt is dat de tunnelwand de TBM moet volgen en hetalignement van de tunnel dus niet door het theoretisch alignement wordt bepaald, maar de matewaarin de TBM in staat is het theoretisch alignement te volgen. Vanwege deze "vetergang" van deTBM is het niet mogelijk enkelvormige ringen toe te passenvoor een rechte tunnel.Op basis van de bovenstaande overwegingen is gekozen voor linkse en rechtse ringen toe te passenvoor het Tweede Heinenoordtunnelproject.

3.3.5 liningtoleranties

AlgemeenDe tunnelwand van het geboorde deel van de tunnel bestaat uit geprefabriceerde betonnensegmentstenenwelke in de TBM worden samengevoegd tot een complete ring. De waterdichtheid vande tunnelwand wordt verzorgd door voegprofielen rondom de segmenten. Navolgend wordt eentoelichting gegeven op de geëiste toleranties.

TolerantiesDe gespecificeerde toleranties zijn naar normale betonmaatstaven klein. De noodzaak hiervan wordt,in volgorde van belangrijkheid, bepaald door de eisen met betrekking tot:I waterdichtheid;11 beschadigingen tijdens bouwfase;111 - krachtswerking constructie.

WaterdichtheidDe waterdichtheid wordt verzorgd door de neopreen profielen rondom de segmenten. De indrukkingvan de profielen bepaalt de waterdichtheid. Indien de afstand tussen twee segmenten na inbouwen tegroot is, zal het neopreen profiel niet voldoende worden ingedrukt hetgeen tot lekkage kan leiden.Wanneer een profiel zeer sterk wordt ingedrukt nemen de krachten in het profiel sterk toe watbeschadiging van het beton tot gevolg kan hebben (scheurvorming) indien de betonvoeg nietvoldoende ruim is.

Bij de gegeven segmentvormgeving, de toleranties en het gekozen neopreen profiel dient de tunnel-wand waterdicht te zijn en tevens dienen er geen beschadigingen aan het beton voor te komen. Debelangrijkste aspectenworden hier gegeven en van een korte toelichting voorzien.

Factoren, die de waterdichtheid van de afdichting bepalen, zijn:indrukking gekozen profiel in relatie tot waterdichtheid;toleranties van neopreen profiel;toleranties van betonsegment;vervormingen van segmenten t.o.v. elkaar;relaxatie van neopreen.

Gegeven de te keren waterdruk, is een bepaalde indrukking van het neopreen profiel vereist. Hierbijmoeten de toleranties van neopreen en beton, de relaxatie van het neopreen en de vervormingen vande segmenten in rekening worden gebracht bij de bepaling van de vereiste indrukking.


Factoren,die bepalend zijn voor het beschadigenvan het beton, zijn:netto doorsnede neopreen profiel (- de totale doorsnedemin de holle ruimten);beschikbaredoorsnede groef in segmenten;tolerantiesvan neopreen profiel;tolerantiesvan beton;vervormingen van de segmentent.o.v. elkaar.

Hiervoor geldt dat de netto doorsnedevan het neopreen profiel kleiner moet zijn dan de beschikbaredoorsnedevan de groef in de betonnen segmenten.Indien dit niet het geval is, nemen de krachten inhet neopreen profiel zeer sterk toe. Ook hierbij moeten de toleranties en de vervormingen van detunnel in acht worden genomen.Wanneer de eigenschappen en toleranties van de neopreen profielen en de vervorming van desegmententen opzichte van elkaar in ogenschouw worden genomen, kan met de geëiste tolerantiesten aanzien van de betonnen segmentenaande twee bovenstaandeeisen worden voldaan.

Beschadigingentijdens bouwfaseDe vijzelkracht welke door de TBM op de tunnelwand wordt uitgeoefend, veroorzaakt een groteaxiale kracht in de tunnel. Indien als gevolg van lokale oneffenheden in de ringvoegen er span-ningsconcentratiesoptreden, zal dit in combinatie met de grote vijzel krachten tot het afboeren vanstukkenbeton kunnen leiden.De eisenwelke ten aanzien van de waterdichtheid van de segmentenzijn gesteldzijn strenger dan deeisen ten aanzien van beschadigingen.Het nauwkeurig werken tijdens het opbouwen van een ring inde TBM is echter wel van belang.

KrachtswerkingconstructieDe krachtsoverdracht tussende segmentenin omtreksrichting (langsvoegen)is beton op beton. Het isderhalve noodzakelijk dat deze vlakken nauwkeurig op elkaar aansluiten. Indien dit niet het geval is,zullen er spanningsconcentraties optreden die scheurvorming tot gevolg kunnen hebben. In deringvoegen worden door middel van nokken de koppelkrachten tussen twee naast elkaar liggenderingen overgedragen. Ook hiervoor geldt dat nok en sparing goed in elkaar moeten passen omscheurvormingte vermijden.

Wanneer is voldaan aan de eisen ten aanzien van waterdichtheid en beschadigingen tijdens debouwfasezullen er als gevolg van toleranties er geen problemen zijn ten aanzien van de krachtswer-king in de constructie.

3.3.6 Voegprofielen

De keuze van een geschikt voegprofiel t.b.v. de waterdichtheid is hoofdzakelijk afhankelijk van degrootte van de door het voegprofiel op te nemen waterdruk.Op basis van de te keren waterdruk kan een voegprofiel worden gekozen. Bij de benodigdeindrukking voor het behalen van de waterdichtheid behoort een bepaalde kracht in het voegprofielaanwezig te zijn.Vaak wordt kracht gerelateerd aan afstand/indrukking waarbij een bepaalde waterdruk kan wordenopgenomendoor het voegprofiel. In figuur 3.2 is dit weergegeven.Tevens is voor het profiel in dezefiguur aangegevenwat de opneembare waterdruk is bij verschuiving van de voegprofielen ten opzichte van elkaar van twee aanliggendesegmentstenen.

Het voegprofiel wordt langsde omtrek van de segmentsteenin een groef aangebracht. De werkingvan het voegprofiel hangt onder andere af van de voeggrootte tussen de segmentstenen. Dezevoeggroottekan variërendoor:1 de tolerantie van de montagevan de segmentstenen;2 de fabricagetolerantiesvan de segmentstenenen het voegprofiel;3 vervormingen van de lining.

Samenvalling berekeningen Tweede Heinenoordtunnel 10 november 1996

oN

~-~<!CO

-aZ ~

~u::> N~ ~0U.:::>~ 0~a.

co

N

Fugenöffnung A lmml

2 8 12 146

figuur 3.2


Het is van het grootste belang dat deze groef precies diep genoeg is omdat bij een te ondiepe groefde beton kan beschadigen door spanningen bij het samendrukken van het voegprofiel en bij een tediepe groef het voegprofiel onvoldoende wordt samengedrukt waardoor de waterdichtende werkingkleiner wordt. De fabricagetoleranties van de voegdiepte van de segmentsteen en het rubbervolumevan het voegprofiel dienen op elkaar te zijn afgestemd.

Naast de genoemde aspecten dient aan de duurzaamheid waaronder relaxatie van het voegprofiel, inhet ontwerp aandacht te worden besteed.

Het gekozen liningontwerp is beschreven in paragraaf 7.1. In het volgende hoofdstuk wordt hetuitgevoerde grondonderzoek nader beschreven.

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel 12 . november 1996

4 Bepaling grondparameters en waterstanden

4.1 Algemeen

In dit hoofdstuk zal achtereenvolgens nader worden ingegaan op de volgende aspecten:1. het grondonderzoek (veld- en laboratoriumonderzoek);2. de advisering m.b.t. de aan te houden grondparameters (incl. veiligheden);3. de maatgevende doorsneden voor de verschillende berekeningen.

4.2 Het uitgevoerde grondonderzoek

Hierbij dient onderscheid te worden gemaakt tussen het veldwerk en het laboratoriumonderzoek.

VeldwerkIn 1994 zijn diverse in-situ proeven uitgevoerd, zowel op de beide oevers als op het water. Op debeide oevers tezamen bestonden de werkzaamheden uit:- 66 sonderingen;- 6 pulsboringen en 4 Begemannboringen;- 4 vinproeven;- 3 geboorde pressiometerproeven;- 6 dilatometerproeven;- 2 monopoolproeven;- plaatsen diverse peilbuizen en uitvoeren 13-uursmetingen.

Op het water zijn de volgende werkzaamheden uitgevoerd:- 16 sonderingen;- 3 pulsboringen (incl. milieubemonstering);- 2 elektrische dichtheidsmetingen.

De afstand tussen de sonderingen op de beide oevers bedroeg 2Sm en op het water in principe SOm.Juist onder de beide oevers is de sondeerafstand iets groter omdat hier te weinig waterdiepte wasvoor het gebruikte schip.

Met de in-situ vinproeven kan de ongedraineerde schuifsterkte van de grond worden bepaald. Depressiometer en dilatometerproeven, resp. in cohesieve en niet-cohesieve grond, geven inzicht in destijfheid van de grond. Met de monopoolproeven wordt lokaal de horizontale doorlatendheid (inzandlagen) bepaald. De elektrische dichtheidsmetingen tenslotte zijn uitgevoerd ter bepaling van hetporiënpercentage van de zandlagen boven de tunnel.

LaboratoriumonderzoekDe ongeroerde monsters die met de hiervoor genoemde boringen zijn verkregen, zijn in het laborato-rium uitgelegd, beschreven en gefotografeerd. Vervolgens zijn uit deze monsters proefstukkengeselecteerd voor nader onderzoek.

4.3 De advisering van de aan te houden grondparameters

InleidingMet behulp van de resultaten van het uitgevoerde grondonderzoek zijn de diverse grondparameters inkwantitatieve zin bepaald. In Nederland bestaat nog weinig ervaring met het bepalen van grondpa-rameters voor het ontwerpen van een boortunnel. Met name geldt dit voor boortunnels in relatiefslappe, holocene grondlagen.


De grootte van de geadviseerde grondparameters is geënt op het type rekenmodel dat wordt gebruikt.Daarom ontstaan in enkele gevallen afwijkingen tussen de in het veld c.q. laboratorium gemetenwaarden en de geadviseerde waarden.

Voor een geboorde tunnel zijn met name de volgende parameters van belang:a) Parametersvan belang voor het boorproces:

de ongedraineerde schuifsterkte voor cohesieve lagen;de korrelverdeling van de grondsoorten;de activiteit volgens Skempton;de porositeit van de zandlagen boven de tunnel onder de Oude Maas;het volumegewicht van grond boven en onder de grondwaterspiegel;de effectieve cohesie en de effectieve hoek van inwendige wrijving van grondlagen;de verhouding tussen de horizontale en verticale korrelspanningen;de stijghoogten van het grondwater in de verschillende grondlagen;de horizontale en verticale doorlatendheidscoëfficiënten.

De grootte van deze parameters wordt met name gebruikt door de aannemer om eisen en risico'stijdens het boorproces vast te stellen. Hieronder vallen ook de bepaling van de steundrukkentijdens het boren en de veiligheid tegen blow-out tijdens het onder luchtdruk werken. Daarom ishet voor de inschatting van de aannemer van belang voor deze parameters een realistischewaarde te geven. In verband met het blow-out gevaar tijdens het onder luchtdruk werken en hetbepalen van de maximaal toelaatbare boordrukken is het van belang om voor de volumegewich-ten en de sterkteparameters veilige waarden te leveren.

b) Parametersvan belang zijn voor de dimensionering van de geboorde tunnelde elasticiteitsmodulus bij verhinderde horizontale vervorming Eoed (in de Duitse literatuur Esgenoemd);de Poissonconstante;het volumegewicht van grond boven en onder de grondwaterspiegel;de effectieve cohesie en de effectieve hoek van inwendige wrijving van grondlagen.de verhouding tussen de horizontale en verticale korrelspanningen;de stijghoogten van het grondwater in de verschillende grondlagen;

Deze parameters worden met name gebruikt om de tunnellining te dimensioneren, alsmede deveiligheid tegen opdrijven te bepalen. De dimensionering van de tunnellining dient te wordengebaseerd op parameters, die geldig zijn voor een langdurige belasting. Dit houdt in dat in de groottevan de geadviseerde stijfheids- en sterkteparameters voor de cohesieve lagen consolidatie- enkruipeffecten zijn verwerkt. In het geval van zandlagen zijn consolidatie- en kruip effecten ook in dekorte duur parameters verwerkt. Door de verwerking van deze effecten, zijn de geadviseerde parame-ters geen zuivere stijfheids- en sterkteparameters. De grootte van de parameters hangt dus af van detoepassing.Vanwege de grote omvang van de tunnel, met een diameter van 8,3 m, zal bij deformatie of hetweerstaan van het opdrijven van de tunnel vrijwel altijd de gehele laag (op het niveau van de tunnelen daarboven) worden geactiveerd. Hierdoor is de volledige laagdikte van belang voor de bepalingvan het gedrag van de tunnel. Dit houdt in dat indien zich binnen een laag verminderingen in deconusweerstand voordoen, het gedrag van dat bewuste deel van de laag waarschijnlijk slapper,minder sterk en wellicht minder zwaar zal zijn. Doordat de gehele laagdikte van belang is, mag degemiddelde stijfheid en sterkte van de laag in rekening worden gebracht. Dit beperkt de grootte vande variatie, waarmee rekening moet worden gehouden. Daarom zijn de geadviseerde stijfheden ensterkte eigenschappen relatief hoog.


In het onderstaande overzicht wordt aangegeven op grond van welke onderzoeksresultaten diverseparameterso.a. zijn bepaald.

1. volumegewicht: meting in het laboratorium en (voor zandlagen onder de Oude Maas) elektrischedichtheidsmetingen;

2. ongedraineerde schuifweerstand: resultaten vinproeven, CU-triaxiaalproeven en correlaties metgemeten conusweerstanden;

3. gedraineerde sterkte: resultaten CD-triaxiaalproeven en correlaties met gemeten conusweerstan-den;

4. porositeit van zandlagen onder de Oude Maas: resultaten elektrische dichtheidsmetingen;

5. samendrukkingscoëfficienten: resultaten samendrukkingsproeven, correlaties met gemeten conus-weerstanden en wrijvingsgetallen c.q. grondbeschrijving, resultatenvan proeven elders in West-Nederland en de verhouding tussenwatergehalte en plasticiteitsindex;

6. poissonconstante: resultaten van CD-triaxiaalproeven, resultaten van proeven elders in West-Nederland en literatuur;

7. elasticiteitsmoduli: resultaten pressiometer- en dilatometerproeven, CD-triaxiaalproeven, sa-mendrukkingsproeven en correlaties met gemeten conusweerstanden;

8. doorlatendheidscoëfficienten: resultaten monopoolproeven, samendrukkingsproeven, een (eerderuitgevoerde) pompproef, resultaten van proeven elders in West-Nederland;

9. Ko-waarden: resultaten van dilatometerproeven en samendrukkingsproeven;

1a.consolidatie- en zwelcoëfficiënt: resultaten samendrukkingsproeven.

Verder zijn nog bepaald:Atterbergse grenzen;korrelverdeling en rondheid korrels;activiteit van Skempton;humus- en kalkgehalte;zuurgraad (pH).

Opgemerkt moet worden dat bij de bepaling van de gedraineerde sterkte van de klei- en veenlagengéén gebruik is gemaakt van de bepaling van de hoek van inwendige wrijving op grond van de CU-triaxiaalproeven. Deze proeven bleken, om verschillende redenen, hier niet geschikt voor te zijn.Voor de lange duur sterkte van klei- en veenlagen, zijn dan ook ervaringsgetallen gegeven.

Op basis van de resultaten van de sonderingen en boringen zijn een tweetal geotechnische profielengemaakt: één voor de oostzijde en één voor de westzijde van de beide tunnelbuizen. Tevens zijn eenzestal geotechnische dwarsprofielen gemaakt en een statistische analyse van de conusweerstandenuitgevoerd.


Voor de belangrijkste parameters die uiteindelijk zijn geadviseerd, de gewichts-, sterkte- en stijfheids-paramters, zijn 5% karakteristieke ondergrenzen, verwachtingswaarden en 5% karakteristiekebovengrenzen geschat. Deze schatting is gemaakt op basis van de resultaten van de bovengenoemdeveld- en laboratoriumproeven, de statistische analyse van de sondeerresultaten, de gemeten variatie inde overige parameters en de geconstateerde variatie in de samenstelling van een laag. Voor deoverige parameters (samendrukkings- en zwel parameters, doorlatendheidscoëfficiënten en Ka-waarde),wordt de representatieve waarde gegeven.

Naast de diverse grondparameters is voor het ontwerp ook informatie nodig over de stijghoogten vanhet grondwater in de te onderscheiden grondlagen. Dit is met name van belang voor het boorproces,i.v.m. de bepaling van de slurrydrukken aan het boorfront tijdens het boorproces. In het uitgevoerdeveldonderzoek zijn verschillende 26-uurs metingen uitgevoerd. Hierbij werd de stijghoogte gemetenin de formatie van Kreftenheije en werd tegelijk de rivierwaterstand geregistreerd.

4.4 De maatgevende doorsneden voor de verschillende berekeningen

De maatgevende doorsneden die moeten worden berekend t.b.v. liningberekening in het boortracézijn:

de doorsnede met de grootste gronddekking boven de tunnel;de doorsnede met de kleinste gronddekking boven de tunnel;de doorsnede met de hoogste waterdruk rond de tunnel;de doorsnede met de kleinste waterdruk rond de tunnel;eventuele combinatie van bovenstaande.

Mogelijke asymmetrische belastingen zoals ophogingen en ontgravingen boven de tunnel dienenhierbij eveneens in ogenschouw te worden genomen.


5 Opdrijf- en graaffrontstabiliteitsberekeningen geboorde tunneldeel Tweede Heinenoord-tunnel

5.1 Algemeen

In dit hoofdstuk worden de opdrijf- en graaffrontstabiliteitsberekeningen verder uitgewerkt.

5.2 De opdrijfberekening

In de opdrijfberekening wordt gecontroleerd of de boortunnel niet opdrijft ten gevolge van deopwaartse waterkracht. Het verticale evenwicht moet gewaarborgd zijn.De opdrijfberekening moet gecontroleerd worden voor iedere levensfasevan de boortunnel.Het verticaal evenwicht moet een veiligheid y hebben waarbij de grootte van y afhankelijk is van defase (bouw- of eindfase). In figuur 5.1 zijn de voor de opdrijfberekening relevante krachten weergege-ven.

figuur 5.1

0-I

=ÎI-+I.

~i

ii:t",.-t-

iiII

.i!:=!cl

t

iII.i....L

De neerwaarts gerichte krachten voor de opdrijfberekening bestaan uit het grondgewicht recht bovende kruin van de tunnel en het gewicht van de tunnel zelf. In de eindfase kan voor het tunnelgewichtook de tunnelballast (GJ in rekening worden gebracht. In formule vorm geschreven:formule 5.2.1

a, = {. 1T. (D~itw- (Duitw -2. d) 2) • 'Ybeton +Gb

Gb = ballastgewicht tunnel eindfaseGgrOnd = L (hi• 'Yi grOnd) •Duitw

Gneerwaarts = Gt +Ggrond

In de bouwfase geldt dat Gb-O. Gb bestaat grotendeels uit het opvulzandlballastbeton in detunnelvoet, het asfalt en de tunnelbekleding (wandplaten tbv brandbekleding of esthetica).


De opwaarts gerichte kracht voor de opdrijfberekening wordt bepaald met de wet van Archimedes. Informulevorm geschreven:formule 5.2.2:

Gop•••aarts1 2"4 . 1T • Duit ••••l' ••.ater

Het verticale evenwicht moet minimaal een veiligheid y hebben. In formulevorm geschreven:formule 5.2.3:

Y(tl = Gneerwaarts

Gop•••aarts

Opmerkingen:de veiligheid in de bouwfase - 1.05, de veiligheid in de eindfase - 1.1;In bijlage 11 is een voorbeeldberekening gegeven van de opdrijfberekening.

5.3 Berekening graaffrontstabiliteit

5.3.1 Algemeen

In dit hoofdstuk worden de berekeningen behandeld die de stabiliteit van het graaffront moetenwaarborgen. Voor het ontwerp van de boortunnel Heinenoord is een Hydroschild gekozen. Bij eenHydroschild wordt de stabiliteit van het graaffront gewaarborgd met behulp van bentoniet-vloeistofonder druk. Tijdens het boorproces komen verschillende fases voor waarbij het graaffront geheel,gedeeltelijk of niet door bentonietvloeistof wordt ondersteund. Het deel van het graaffront dat nietdoor de bentonietvloeistof wordt ondersteund wordt ondersteund door luchtdruk.Voor de verschillende bouwfasen moet de stabiliteit van het graaffront zijn gewaarborgd in verticale-en horizontale richting. In paragraaf 5.3.2 worden de benodigde steundrukken voor het horizontaleevenwicht van de verschillende bouwfasen behandeld.Uit de steundrukberekeningen voor het horizontale evenwicht volgen de bentoniet- en luchtdrukkenvoor de verschillende bouwfasen.De steundruk aan het graaffront is afgestemd op de grond- en waterdruk die heerst aan de voet vande tunnel waarbij een veiligheidsfactor in acht wordt genomen. Hierdoor is er aan de kruin van detunnel een overdruk. De dekking op de kruin van tunnel dient voldoende te zijn om deze overdruk tecompenseren om een blow-out te voorkomen. De bovenbelasting is het gewicht van de grondmootrecht boven de tunnelkruin. Het verticale evenwicht wordt gecontroleerd door middel van een blow-out-berekening die in paragraaf 5.3.3 wordt behandeld.

5.3.2 Het horizontale evenwicht van de steundrukberekening

Het graaffront moet stabiel zijn gedurende het boorproces. De stabiliteit van het graaffront wordt bijeen Hydroschild overwegend verkregen door bentonietvloeistof onder verhoogde druk.Tijdens het boorproces kan het echter voorkomen dat men voor het graaffront moet zijn. De redenenhiervan kunnen zijn:

er moet inspectie worden gepleegd aan het graaffront;er moet onderhoud gepleegd worden aan het graafwiel (vervangen van cutterbits):er moet een obstakel aan het graaffront worden verwijderd (verwijderen van zwerfkeien, bomen,paalfundering, etc).

Indien men voor het graaffront moet zijn, is graaffrontondersteuning door middel van bentonietvloei-stof niet mogelijk. De ruimte aan het graaffront wordt onder luchtdruk gezet waardoor men aan hetgraaffront kan werken. De verhoogde luchtdruk zorgt voor een droge werkruimte door het grondwater


"weg te drukken". De grootte van de verhoogde luchtdruk die moet worden aangewend is afhankelijkvan het niveau waar vanaf het graaffront slurryvrij moet zijn.

Voor de steundrukberekeningen van de Tweede Heinenoordtunnel is uitgegaan van het ruimtelijkesteundrukmodel volgens lansecz, zie bijlage 1.Voor de steundrukberekeningen worden drie bouwfases onderscheiden, zie figuur 5.2, namelijk:1) het graaffront wordt geheel door bentonietvloeistof ondersteund;2) het graaffront wordt gedeeltelijk door bentonietvloeistof ondersteund en gedeeltelijk door

luchtdruk;3). het graaffront wordt geheel door verhoogde luchtdruk ondersteund.

a.) lONGllUOINAl SECnON

q.kN/m2

4>. e

Ground surface

Ground water

0.) SLURRY SUPPORT

Po AIR CUSHION

SLURRY

b.) fRONT \1EW

..•-..,,,' '-,/ \, .: .,

P I-:=._ ~._ 0..-

S

b.) COMPRESSED AIR ANDSlURRY SUPPORT

Po

PAH

AIR PRESSURE

t.lEt.lBRANE

SlURRY

c.) TOP S10E \1EW

b tu

PO=PAH

SAIS=SA+Ss ISs

figuren 5.2

F

d.) FORCES ON soi YltDCECt

E+W

c.) COt.lPRESSED AIRSUPPORTp. AIR PRESSUREAf

SEPARAnONBULKHEAD

PRESSUREDIAPHRAGM

Po =pAf'


De grondbelastingop het graaffront is voor de drie verschillende fasesgelijk. De grondbelasting informulevorm is:formule 5.3.1

I] grond = I] vertikaal + I] water

I] vertikaal = ~ (hi• 'Y i )L.,.; vr-d ondlU_tu

hi = dikte grondlaag'Yi = onderwatergewicht grondlaag

I] wa ter = 'Y wa ter· b;l] horizontaal = Ko3• I] vertikaal +1] water

K03 = Ko-waarde van grond met boogwerkingseffect

Vanwege de boogwerking, die in de bouwfase in rekening kan worden gebracht zie paragraafgrondproces2, hoeft niet het hele grondgewicht van de grondmoot als belasting op het graaffront teworden aangebracht.De boogwerking wordt in rekening gebracht door een aangepaste Ko-waarde(Ko3)'

In alle bouwfasesmoet de druk aan het graaffront evenwicht maken met de horizontale grondbelas-ting uit formule 5.3.1. Voor de berekening van het horizontale evenwicht worden veiligheidsfactorenvoor de horizontale grond- en waterdruk toegepast.

In bouwfase 1, waarin het graaffront geheel door de bentonietvloeistof wordt ondersteund, moet debentonietdruk evenwicht vormen met de horizontale grondbelasting. De benodigde horizontalebentonietdruk kan uit dit horizontale evenwicht worden bepaald.Voor bouwfase 3 geldt het omgekeerde. Het horizontale evenwicht aan het graaffront wordt geheeldoor de luchtdruk verzorgd. De benodigde horizontale luchtdruk kan uit het horizontale evenwichtworden bepaald.In bouwfase 2, waarin het graaffront gedeeltelijk door bentonietvloeistof en gedeeltelijk doorluchtdruk wordt gesteund,wordt het horizontale evenwicht aan het graaffront door de luchtdruk ende bentoniet gewaarborgd.

In bijlage 111 is een voorbeeldberekening van de steundrukberekeningen in de drie bouwfasesgegeven.

Opmerking:Voor bouwfase 1, ondersteuningvan het gehele graaffront door bentoniet, is het bentonietgewicht 12KN/m3• Voor de andere bouwfases is er voor het bentonietgewicht 10,5 KN/m2 genomen. De redenhiervan is dat de bentonietvloeistof in de bouwfase "vervuild" raakt met gronddeeitjes die in hetalgemeenzwaarder zijn dan de bentoniet. Het eigen gewicht van de steunvloeistof wordt hierdoorvergroot.

5.3.3 Het verticale evenwicht van de steundrukberekening (blowout-berekening)

Tijdens de bouwfase dient voor een vloeistofschild het verticale evenwicht te zijn verzekerd. Deoverdruk die in de graafkamerheerstt.b.v. het verkrijgen van een stabiel horizontaal evenwicht dientverticaal niet tot instabiliteit te leiden (eenzgn. blow-out).Doordat de steundruk aan het graaffront t.b.v. het horizontale evenwicht wordt afgestemd op degronddruk die heerst aan de voet van de tunnel is er aan de kruin van de tunnel een overdruk. Dedekking op de kruin van tunnel dient voldoende te zijn om deze overdruk te compenseren.

De blowout-berekening controleert het verticale evenwicht van het grondmassief boven de tunnelvoor de verschillende steundrukfases.Indien blijkt dat de verticale component van de slurrydruk terplaatsevan de kruin van de tunnel te groot is, is een grotere dekking op de tunnel nodig.


De grootte van de verhoogde luchtdruk die moet worden aangewend is afhankelijk van het niveauwaar vanaf het graaffront watervrij moet zijn. In figuur 5.3 is dit met de verlaagde bentonietspiegel(d verlaagd) weergegeven. Aangezien de waterdruk op de tunnelkruin kleiner is dan op het niveau van deverlaagde bentonietspiegel heerst er ter plaatse van de tunnelkruin een overdruk (Poverdruk). Dezeoverdruk geeft een extra opwaartse kracht op de bovenliggende grondmoot. De blow-out-berekeningcontroleert of het verticale evenwicht hierdoor in gevaar komt.

Yl

Y2

Y3

»"5

figuur 5.3

Kortom, het verticale evenwicht voor de blow-out-berekening bestaat uit:een neerwaarts gericht deel: het grondgewicht van de bovenliggende grondmoot;een opwaarts gericht deel: de overdruk ter plaatse van de tunnelkruin.

Opmerkingen:de veiligheid (y) voor de blow-out-berekening is 1.05 aangezien een blow-out alleen in debouwfase kan optreden en de grondwaterstand binnen nauwe marges bekend is;in bijlage 111 is een voorbeeldberekening gegeven van de blow-out-berekening;indien het verticale evenwicht in de blow-out-fase niet de gewenste veiligheid haalt is hetmogelijk tijdelijk een boven belasting op het maaiveld aan te brengen.


5.4 De opbreekberekening

Voor de Tweede Heinenoordtunnel is voor de berekening van de lining uitgegaan van een mechani-camodel waarbij de tunnel ring volledig door grondveren wordt ondersteund (zie hoofdstuk 6). Er kanhiervan worden uitgegaan indien het gewicht van de grond boven de tunnel de grondveren kangaranderen. De grondwig boven de kruin van de tunnel mag niet "opbreken".Opbreken kan ontstaan indien de tunnel hoogovaal vervormt. Een ronde tunnel kan hoogovaalvervormen (als een staande ovaal) of breedovaal vervormen (als een liggende ovaal). In figuur 5.4a en5.4b is dit weergegeven.

HOOGOVALE VERVORMING BREEDOVALE VERVORMING

figuur 5.4a figuur 5.4b

Indien de tunnel breedovaal vervormt zal de zijdelingse gronddruk deze vervorming tegenwerken. Dehorizontale grondspanningen lopen op. Bij breedovale vervorming neemt de K-waarde toe met alsgevolg dat de tunnelvervorming gelimiteerd blijft.

Bij hoogovale vervorming zal de neerwaartse gronddruk de vervorming tegenwerken. Deze neerwaart-se gronddruk is echter beperkt tot het grondgewicht boven de tunnelkruin. Er dient te wordenvoorkomen dat de grondmoot op de tunnel wordt uitgedrukt door de hoogovale vervorming.De opbreekberekening is gebaseerd op het voorkomen van hoogovale vervorming zodat rondom degehele tunnellining een bedding kan worden geschematiseerd.

Om opbreken van de grond te voorkomen wordt in de opbreekberekening het verticale evenwichtbeschouwd. Het verticale evenwicht wordt gevormd door opwaarts en neerwaarts gerichte krachten.De opwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn:

de opwaartse waterdruk;de opwaartse druk die ontstaat ten gevolge van hoogovale vervorming en die werkt vanuit detunnelring op het grondlichaam dat op de tunnelkruin ligt.

De neerwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn:het gewicht van het grondlichaam boven de tunnel;de wrijvingskracht langs de glijvlakken van het grondlichaam.


Samenvattend,de opbreekberekening dient alleen te worden uitgevoerd indien beddingsveren over de tunnel-kruin worden toegepast en de tunnel hoogovaal vervormt;in de opbreekberekening wordt ervoor gezorgd dat de opwaarts- en neerwaarts gerichte krachtenevenwicht met elkaar maken zodat hoogovale vervorming wordt voorkomen. In figuur 5.5 zijn deopwaarts- en neerwaarts gerichte krachten weergegeven.

figuur 5.5

In bijlage IV zijn de achtergronden en de formule-afleiding van de opbreekberekening weergegeven.De opbreekeis in formulevorm luidt als volgt:

(Y••.- G~ ).2. r~it ••.•(y,+~. sin (2y,) ) +2 .Nf• siny,7r. ruit ••.

(Gb1 +2. Gb2+2 • Gb3+Gb4 +2. GbS) Tv-------------+-Yv Y••.

waarin de gebruikte parameters als volgt zijn gedefinieerd:


c c; )(i'•. - 2 .2. ruit ••

ruit •.•1T

Al c . ruit •••(lt'+~ sin (2lt'))

Nf q.rn-H •..i' •..rnA2 2 .Nf• sinlt'

Atot = ~+A2Atot = c.ruit ••' (lt'+O,S.sin(2.lt'»+2.Nf"sinlt'

2. ruit •••sinlt'. i'1'h~ •r~it •••i'2'sinlt'. (l-coslt')

(h+z) 2

i'3" tana2. ruit •••sinlt'. Hz' i' 4

(h+z)Hz· i's' tana

Tv

2. ruit •••sinlt'. i'1'h~.r~it •••i'2.sinlt'. (l-coslt')

(h+z) 2

"Y3" tana2. ruit ••' sinlt'. Hz· i' 4

(h+z)Hz· i's' tana

Tv


6 De liningberekening

6.1 Algemeen

In hoofdstuk 3 is een algemene omschrijving van het gekozen liningontwerp van de TweedeHeinenoordtunnel gegeven. In dit hoofdstuk worden de berekeningsmethoden in de voorontwerpfaseen de definitieve fasevan het boortunnelontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel nader behandeld.

6.2 Probleemverkenning liningberekening

Het is van belang vooraf een indruk te krijgen van wat er zich in de grond afspeelt indien er eentunnel wordt geboord. Indien men zich hierover een beeld heeft gevormd kan er worden overgegaantot schematisatievan de tunnel in de grond. Het spreekt vanzelf dat de aard van de processen diezich in de grond afspelenafhankelijk zijn van de grondsoort waarin wordt geboord. Enkele processendie zich in de grond afspelenten gevolge van het boren van een tunnel zijn hieronder beschreven.

Boren in de grond betekent dat er een gat in de grond wordt gemaakt. Erwordt meer gewicht aangrond weggenomen dan er tunnelmateriaal (lining, ballast)wordt teruggebracht. De grond wordtontlast. Door de grondontlasting kan er zwel optreden van de grond. De grond wil naar hettunnelmidden bewegen. Dit proces wordt verhinderd door de Iining van de boortunnel en vindtplaatsgedurende de bouwfase. In de tunnelberekeningen wordt dit aspect niet meegenomen (zieDuddeck volgens ET1980).De steundruk van de slurry is kleiner dan de op het graaffront werkende horizontale water enkorreldruk. Het graaffront "beweegt" hierdoor de graafkamerin.Bij een dekking groter dan twee maal de diameter treedt er boogwerking op. Het grondgewichtboven de tunnelkruin wordt gedeeltelijk door middel van een drukboog om het gat (boortunnet)geleid. Door dit proceswordt de tunnellining minder zwaar belast. In de liningberekeningen voorde eindfase wordt de boogwerking vaak niet meegenomenomdat men vreest voor herverdelingvan krachten in de grond waardoor de boogwerking weer verloren gaat. De herverdeling van dekrachten geschiedt door een herschikking van het korrelskelet ten gevolge van bijvoorbeeld tril-lingen. In de bouwfase treedt er boogwerking op en kan men hiermee rekening houden.Indien de tunnel in het grondwater ligt speelt de opwaarts gerichte waterdruk een grote rol. Dewet van Archimedes is van toepassing. Om te voorkomen dat de tunnel opdrijft moet ervoldoende dekking op de tunnel aanwezig zijn. In paragraaf 5.2 is de opdrijfberekeningbehandeld. Belangrijk is dat men zich realiseertdat de tunnel zich opwaarts wilt verplaatsen. Deopwaartsekracht is in iedere faseaanwezig.Rond de tunnel wordt er grout geïnjecteerd om de staartspleettussen tunnelmantel en schildman-tel op te vullen. In de onverharde toestand van de grout kunnen geen tangentiële componentenop de tunnelwand optreden.In de grond heersen de verticale en horizontale water- en korrelspanningen die op de tunnelwerken gedurende iedere fase. Hoe dieper de tunnel onder de grondwaterspiegel ligt des tegroter worden de waterkrachten. Doordat de Iining rond is werkt alzijdige waterdruk gunstig enzorgt ervoor dat de lining onder "voorspanning" komt te staan. Door deze "voorspanning"kunnen de vervormingen van de tunnel beperkt blijven en hebben kleine belastingsveranderingenrelatief weinig invloed op de vervormingen en krachten in de lining.

Naast deze "grondprocessen" zijn er tijdens de bouwfase de krachten die de boormachine op degrond uitoefent. Hiervan zijn de steundrukberekeningen (blow-out) van de boortunnel in paragraaf5.3.3 behandeld.


6.3 Mechanicamodellen liningberekening Tweede Heinenoordtunnel

6.3.1 Algemeen

Het eerste liningconcept is vastgesteld zoals in paragraaf 3.3.8 is omschreven. Dit liningontwerpbestond uit:

een ring met 7 stenen en een sluitsteen in halfsteensverband;een segmentdikte van 35 cm;een onderlinge verbinding van de ringen met een Nut&Federverbinding, zie figuren 6.1.

In het voorontwerp is dit concept getoetst met een liningberekening die bestond uit een 20-raamwerkberekening die in paragraaf 6.3.2 wordt behandeld.

AfIJCHTINGSPRllFIEL

------------------------------------- ----. ..... .' -----------. . ...

x

XX.xx

figuren 6.1


Voor het definitieve liningontwerp (voor beschrijving zie paragraaf 3.3.8 is uiteindelijk gekozen vooreen nokverbinding i.p.v. een Nut&Federverbinding omdat:a de N&F-verbinding gevoeliger is voor beschadigingen tijdens de segmentverplaatsing in de

bouw fase;b de plaats van dwarskrachtoverdracht is gedefinieerd.Het definitieve liningontwerp is vastgesteld met een 3D-raamwerkberekening die in paragraaf 6.3.3wordt behandeld.

6.3.2 liningschematisatie voorontwerp

De kenmerken van het 2D-raamwerkmodel, dat in het voorontwerp is toegepast, zijn in het kort:polygoon ring bestaande uit 28 staven (7 segmenten met 4 staven);scharnieren als voegverbinding tussen segmenten;2 polygoon ringen die in elkaar vallen;3 koppelstaven per segment;* eigenschappen van koppelstaaf gerelateerd aan Kaubit;1 vast punt om draaien te voorkomen;verende bedding die grondreactie schematiseert, in kruin 90-100 graden beddingsloos.

Deze punten worden achtereenvolgens nader beschreven.

SchematisatietunnelringOm een tunnelring in een raamwerkprogramma in te voeren wordt de ronde tunnel geschematiseerddoor een aantal rechte staven. In sommige raamwerkprogramma's kunnen gebogen staven wordeningevoerd waardoor de berekende dwarskrachten in de ring kleiner zullen zijn. Voor de berekeningvan de lining van de boortunnel Heinenoord is de cirkelvorm weergegeven door coördinaten. Hetaantal coördinaten is afhankelijk van het aantal segmenten in een tunnel ring en de grote van desegmenten. In dit geval is er gekozen om ieder segment weer te geven met 4 knopen. Voor 7segmenten in een tunnelring betekent dit dat de cirkel wordt weergegeven door 28 knopen, zie figuur6.2.

figuur 6.2

0- 360·

270· 90·

180·

figuur 6.3

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenaordtunnel 27 november 1996

:rUNNELRING ~

TUNNELqlNG I

figuur 6.4

Het berekenen van de knoopcoördinaten kan met behulp van de volgende formules, zie ook figuur6.3.

voor DO"<c~-<9Do geldt: Xi

Yivoor 9D°-<a-<18DOgeldt: Xi

Yivoor 18D°-<a-<27Do geldt: Xi

Yivoor 27D°-<a-<36Do geldt: Xi

Yi

r.cosar.sina-r.cosar.sina-r.cosa-r.sina-r.cosar.sina

De cirkel in het raamwerkmodel wordt gevormd door de knoopcoördinaten te verbinden door middelvan staven. De verbindingsstaven krijgen de karakteristieken (EI, A etc.) van de betonnen segmenten.De voegen tussen de segmenten in de tunnelring worden geschematiseerd met scharnieren.

Vertaling 3D-probleem naar 2D-schematisatieDe interactie tussen twee tunnelringen wordt van een drie dimensionaal naar een twee dimensionaalprobleem geschematiseerd. Dit gebeurt door de aanliggende tunnelring 2 een iets kleinere diameter tegeven dan tunnelring 1 en te plaatsen binnen tunnelring 1. De tunnelringen 1 en 2 worden metelkaar verbonden door koppelstaven die de karakteristieken hebben van de wrijvingskracht die tussende tunnelringen kan worden overgebracht. In figuur 6.4 is dit weergegeven. De koppelstaven mogenalleen normaalkracht overbrengen en geen dwarskracht en moment. In de uitvoer van de raamwerk-berekening moet dit o.a worden gecontroleerd.

KoppelstavenDe ringen worden onderling verbonden door koppelstaven die de dwarskrachtoverdracht van de enenaar de andere ring schematiseert. In de praktijk worden deze punten gecreëerd door op het segmentkunststof plaatjes te bevestigen. De eigenschappen van het opgelijmde plaatje worden in deveerkarakteristieken van de koppelstaven verwerkt.


Voor de Tweede Heinenoordtunnel is hiervoor kaubit (een rubberachtig materiaal) gekozen. Opgrond van het kracht-weg-diagram van kaubit, zijn de karakteristieken voor de invoer van het modelbepaald. Het blijkt dat voor 1 mm vervorming een kracht nodig is van 100 KN.

De invoergegevens voor de koppelstaven in het raamwerkprogramma zijn:

lkoP = ruitw-rinwlkoP = lengte koppelstaaf

E = lOON/IlIIl12F = lOOKN

1::.1 = lIllIl1F.lkonA = r-rr:E

De vervormingen van de tunnelring worden opgenomen door het kaubit dat als een elastischmateriaal wordt geschematiseerd met en E-modulus van 100 N/mm2

• Indien de vervormingen grootzijn en het kaubit sterk vervormt dan is het mogelijk dat het kaubit zich niet meer elastisch gedraagt.Het is daarom belangrijk om de vervormingen te controleren om te zien of het kaubit zich in hetelastische traject bevindt. Indien dit niet het geval is, moet de E-modulus van het kaubit in de invoerworden aangepasten de berekening opnieuw worden uitgevoerd.Het deel van de vervorming dat wordt opgenomen door Kaubit is afhankelijk van de grondsoort, deverwachtte vervormingen en de berekende koppel krachten in het rekenmodel. Voor de TweedeHeinenoordtunnel zijn koppelkrachten berekend variërend tussen de 100 en 200 kNo Hierbij warende optredende vervormingen klein waardoor het kaubit zich gedroeg als een elastisch materiaal.

Het aantal koppelstaven wordt bepaald door:a constructieve beschouwing:

N&F-verbinding: hierbij zijn 3 koppelstaven per segment. De ringen liggen in halfsteens-verband naast elkaar. De vervorming van een ring geschiedt t.p.v. scharnier. Dit scharnier-punt van een ring verplaatst langs de naastliggende ring. De dwarskracht wordt afgedragent.p.v. van deze scharnieren. Per segment liggen er t.g.v. het halfsteensverband 3 scharnierenaan met als gevolg 3 dwarskrachtoverdrachtsplekken die worden geschematiseerd door 3koppelstaven.nokverbinding: tussen de ringen is het aantal koppelstaven gelijk aan de toegepaste nokken.Het liefst worden slechts 2 nokken per segment toegepast vanwege de plaatsing van desegmenten in de uitvoering. Meer dan 2 nokken geeft plaatsingsproblemen ten gevolge vande te grote vereiste toleranties. Tevens geven 3 nokken een statisch onbepaalde situatiewaardoor de krachtswerking onduidelijker wordt.

b statische berekeningen: hieruit volgen de krachten. Indien deze te groot zijn moet het ontwerpworden aangepast.

BeddingschematisatieIn het raamwerkmodel wordt de grond rondom de Iining van een boortunnel geschematiseerd doorveren waarvan de veerconstante gelijk is aan de beddingsconstante van de grond. Afhankelijk van degrondsoort worden slappere of stijvere veerkarakteristieken ingevoerd.De opbreekberekening, zoals in paragraaf 5.4 is besproken, garandeert voldoende dekking op detunnelkruin om een bedding over de tunnelkruin te mogen schematiseren.In paragraaf6.4 wordt de beddingschematisering verder beschreven.

Belastingschematisatie

Voor de schematisatie van de belasting is het model van Schulze Duddeck gebruikt dat in paragraaf6.5 nader wordt beschreven.


6.3.3 liningschematisatie definitief ontwerp

Voor het definitieve liningontwerp is gebruik gemaakt van een 30-raamwerkmodel. In deze paragraafzal het 30-model nader worden beschreven.Er wordt gesproken over een 30-model maar gezien het feit dat de lining alleen in radiale richtingwordt belast en niet in langsrichting, spreekt men ook wel van een 2,50-model.

Het 30-raamwerkmodel heeft de volgende kenmerken:polygoon ring bestaande uit 56 staven;scharnieren als voegverbinding tussen segmenten;2 polygoon ringen met verschillend z-coördinaat;2 nokken per segment waarbij de nokken worden geschematiseerd door veren;1 vast punt om draaien te voorkomen;verende bedding die grondreactie schematiseert.

De bovenstaande punten worden hierna behandeld.

Schematisatie tunnel ringDe schematisatie van de tunnelring in het 30-raamwerkmodel is bijna identiek aan de schematisatievan het 20-model dat in paragraaf 6.3.2 is beschreven. Alleen in het 30-model wordt een liningseg-ment geschematiseerd door 8 rechte staven in plaats van 4 staven. Dit betekent dat er 8 knopen persegment nodig zijn waarbij een knoop wordt vast gelegd door middel van 3 coördinaten (x-, y- en z-richting). De x- en y-coördinaten worden berekend met behulp van de in paragraaf 6.3.2 gepresen-teerde goniometrische formules. De tunnel ring is dus opgebouwd uit 56 staven en knopen.De voegen tussen de segmenten in de tunnel ring worden geschematiseerd door middel vanscharnieren dus in totaal zijn er 7 scharnieren per tunnelring nodig. De sluitsteen wordt als 1 voeg ofscharnier geschematiseerd. In figuur 6.5 is de schematisatie van twee tunnelringen weergegeven.

Schematisatie nokverbindingIn het definitieve liningontwerp (voor beschrijving zie hoofdstuk 7) is gekozen voor een nokverbin-ding. Deze nokverbinding zorgt voor de dwarskrachtoverdracht tussen twee tunnelringen. Elk segmentheeft twee nokverbindingen en deze nokken worden in het 30-model geschematiseerd door middelvan veren. In de praktijk worden de nokken bedekt met een rubberachtig materiaal. Voor de TweedeHeinenoordtunnel is gekozen voor het materiaal Kaubit. Voor de schematisatie van de veerconstantevan de koppelveren wordt de elasticiteitsmodulus van het kaubit (100 N/mm2) als rekenwaardeaangenomen.Voor een uitvoeriger beschrijving van het kaubit wordt verwezen naar het onderwerp koppelstaven inparagraaf 6.3.2.In de schematisatie moet meegenomen worden dat de nokken geen moment kunnen overbrengen.

Bedding- en belastingschematisatieDe schematisatie van de bedding die gebruikt is in het 30-model wordt beschreven in paragraaf 6.4.De belasting van de tunnellining is geschematiseerd volgens de theorie van Schulze Ouddeck. Eenbeschrijving van dit model is te vinden in paragraaf 6.5.


figuur 6.5


6.4 Schematisatie van de beddingswaarden

De grond rondom de tunnellining vormt een elastische ondersteuning voor de tunnel ring. Dezebedding is in het berekeningsmodel van het voorontwerp geschematiseerd door veren en in hetdefinitieve berekeningsmodel geschematiseerd met staven. De veerconstante/rekstijfheid van deveer/staaf is in deze gevallen gelijk aan de beddingscontante van de grond.In figuur 6.6 zijn deze schematisatiesweergegeven.

De berekening van de beddingsconstante is afhankelijk van de diepteligging van de tunnel. Voor eengronddekking van minder dan 2D boven de tunnel geldt voor de radiale veerstijfheid:waarin:

K =sEoed,eq-r;-

de E-modulus van de grondlaagde nominale straal van de cirkel

Eoed,eq de equivalente oedometermodulusD de tunneldiameter

In de Eoed,eq wordt de invloed van de gelaagdheid meegenomen. Naast de tunnel is deze Eoed,eq gelijkaan de Eoed,eq van de betreffende grondlaag. In het bovenste en onderste deel van de tunnel wordt degrondgelaagdheid gevoeld. De Eoed,eq kan dan voor een systeem met n-Iagen onder c.q. boven detunnel als volgt worden bepaald:

1EOed,eq

Hl + •••

E * ( D + Hl)oed,l 2' '2

waarin:HlHj

Eoed,l

Eoed,n

dikte eerste grondlaag onder de tunneldikte van i-de laag onder de tunnelde oedometermodulus van de dichtst tegen de tunnel gelegen laagde oedometermodulus van de laag die op 1D onder c.q. boven de tunnellining ligt.

Deze formule geeft weer dat de spanning in de grondlagen onder de tunnel als gevolg van dedrukken uit de lining bij toenemende afstand tot de lining afneemt met een factor l/R.Alleen de grondlagen die maximaal 1D van de tunnel liggen zijn in beschouwing genomen.Overigens worden bij deze schematisatie de liggerwerking van stijvere grondlagen niet in beschou-wing genomen.


figuren 6.6


Voor de beddingschematisatie zijn tevens de volgende aannamen gedaan:voor de beddingwaarde van iedere grondlaag wordt de onderschrijdingswaarde van 5% van hetgrondonderzoek genomen;er wordt alleen een radiale bedding toegepast;in de kruin en aan de zijkanten van de tunnel worden geen trekbeddingen toegestaan echter aande voet van de tunnel wel. De resultaten van de M-lijn komen namelijk met deze schematisatiebeter overeen met de werkelijkheid: namelijk grotere momenten in de kruin en zijkant dan aande tunnelvoet. De trek in de veren aan de voet van de tunnel mag dan echter niet groter zijn dande opwaartse waterkracht per staaf van het raamwerkmodel;bij breedovale vervorming mag geen bedding worden aangebracht over een hoek van 90 graden;bij hoogovale vervorming mag onder voorwaarden een beperkte bedding worden aangebrachtover een hoek van 90 graden;indien de tunnels dichter dan 0,50 naast elkaar liggen moet de bedding worden aangepast. Voorde Tweede Heinenoordtunnel is de afstand groter dan 0,50 (4,5 meter);de middeling van de beddingswaarden moet op een verstandige wijze gebeuren. Theoretischebeddingspieken dienen te worden uitgevlakt.De redenen van het toepassen van de middeling zijn:* tijdens het boorproces wordt de grond verstoord, namelijk ontspannen door ontgraving en

weer opgespannen door groutpersing bij staartdichting. De grondspanningen t.g.v. hetgroutpersen zullen vervolgens weer herverdelen hetgeen invloed heeft op de uiteindelijkebedding. De bedding zal op de overgang van twee grondlagen geen grote verschilwaardenvertonen;

* de tunnel zal door de grond- en waterdrukken vervormen. Deze vervorming is afhankelijkvan de belasting en de omliggende grondbedding. De bedding zal niet sprongsgewijsverlopen door dit krachten-vervormingspel, de bedding past zich aan de vervormingen aan.

In de uitwerking van de beddingschematisatie van de Tweede Heinenoordtunnel is het eropneergekomen dat van de beddingwaarden aan de zijkant van de tunnelwand het gemiddelde isgenomen en vervolgens zijn vergeleken met de beddingwaarde aan de onderkant van de tunnel.De kleinste beddingwaarde is uiteindelijk voor de hele ring (m.u.v. de kruin) toegepast.

6.5 Belastingen

6.5.1 Algemeen

Voor de Tweede Heinenoordtunnel is de belasting geschematiseerd op basis van de belastingsche-matisatie volgens de theorie van 5chulze Ouddeck (5&0). 5&0 hebben een onderzoek gedaan naarde liningontwerpmodel met als doel een eenvoudig theorie waarin de kruinbelasting niet verminderdhoeft te worden en ontwerpdiagrammen voor tunnelmantels. De achtergronden van de theorie van5&0 zijn in een publicatie (1964) verwoord waarvan m.b.t. de belastingschematiesatie in paragraaf6.5.2 een samenvatting is gegeven.In paragraaf6.5.3 wordt een overzicht gegeven van de belastingsgevallen.

6.5.2 Belastingschematisatie Schulze Duddeck-model

6.5.2.1 Algemeen

Het graafproces, de noodzakelijke oversnijding en de benodigde staartspleetvulling bij een geboordetunnel geven een sterke verstoring van natuurlijke spanningstoestand van de grond. De gronddrukkenworden aan het graaffront belast door de steundruk en aan de staartspleet belast door de groutdruk.Als de tunnelmantel uit de TBM wordt gedrukt zal deze vervormen hetgeen ontspanning of opspan-ning van de grond zal inhouden al naar gelang de van de vervorming (breedovaal of hoogovaal) ende plaats langs de tunnelomtrek.


Het boorproces zal echter niet altijd volgens de theoretische verwachtingen verlopen. Hiervoorkunnen verschillende oorzaken zijn bijvoorbeeld: de staartspleet wordt niet volledig gevuld, degraaffrontstabiliteit is niet optimaal, etc. Naast deze onzekerheden zijn er ook de "reguliere"onzekerheden t.a.v. de waterstand, en de bovenbelasting.Het is dus erg lastig/onmogelijk een waarheidsgetrouwe belasting te schematiseren. Voor de S&Dschematisatie van de belasting wordt er van een primaire spanningstoestand na aanleg van de tunneluitgegaan.Voor de bepaling van de momenten in de tunnelring moet worden bedacht dat slechts de verschillenin belasting om een cirkelvormige tunnel leiden tot momenten, vervolgens krijg je daardoorvervorming m.a.g. beddingsreactie vanuit de grond m.a.g. vermindering van belastingsverschillen.Belangrijke parameterszijn dus lambda en de bedding.Vanwege de complexiteit is het beter de kritieke belastingsgevallen nauwgezet te onderzoeken daneen zeer verfijnde theorie toe te passen. De berekeningsaannamen moeten de veiligheid dekken.

6.5.2.2 Aannamen en uitgangspunten

In de S&D-schematisatieworden de volgende aannamen en uitgangspunten gedaan:voor de gronddrukken op de lining wordt uitgegaan van de primaire spanningstoestand;er wordt geen elastische bedding op de tunnelkruin toegepast voor een dekking kleiner dan 2maal de diameter omdat bij breedovale vervorming in de kruin in dat geval een trekbeddingontstaat.de E-grond of C-bedding wordt een minimale en maximale waarde gegeven en constant over dehoogte genomen;de lambda-waarde van de grond wordt uniform voor de hele tunneldoorsnede genomen;voor de lambda-waarde wordt de neutrale waarde genomen (t-sine):verder wordt voor een constante buigstijfheid van tunnel uitgegaan want t< < R;de momenten t.g.v. van de ringverkorting zijn voor gebruikelijke wanddiktes te verwaarlozen;de tangentiale belastingscomponenten op de tunnelmantel worden verwaarloosd. De wrijvingtussen de mortel en de grond is praktisch 0 omdat de mortel plastisch is tijdens het uitdrukkenvan de Iining uit de TBM en tijdens de periode waarin de grootste vervormingen van detunnelmantel plaatsvinden;de tangentiale bedding wordt verwaarloosd en alleen radiale beddingsveren worden toegepast;de kruinlast wordt niet door gewelfwerking ontlast. Onder deze aanname volgt het grondlichaamde kruinvervorming volledig. Dit zou optreden als de grondwrijving 0 is (bij vloeistoffen). Dezeaanname is veilig omdat de Een lambda waarde van de grond veilige waarden zijn bij verwaarlo-zing van de gewelfwerking;de kritische doorsneden dienen te worden beschouwd.

6.5.2.3 Belastingformules

De afleiding van de formules die zijn toegepast is weergegeven in het artikelen:Spannungen in schildvorgetriebenen Tunneln, Heinz Schulze Duddeck, 1964;Statische Berechnung Schildvorgetriebener Tunnel, Heinz Schulze Duddeck.

Bij verwaarlozing van de tangentiele belasting geldt voor de formule voor de belasting luidt:Pr - 0,5 * (Pv + Ph) + 0,5 * (p, - Ph) * cos2etlmet p, radiale belasting

p, verticale belasting ter plaatse van de tunnelkruinPh horizontale belasting ter plaatse van de tunnelas

In figuur 6.7 is een verklarende figuur weergegeven. De horizontale en verticale grond- en waterbe-lasting worden in deze formule verwerkt waarna vervolgens de in het programma in te voeren radialebelasting bekend is.


In figuur 6.7 is een verklarende figuur weergegeven. De horizontale en verticale grond- en waterbe-lasting worden in deze formule verwerkt waarna vervolgens de in het programma in te voeren radialebelasting bekend is.

6.5.3 Belastingsgevallen

De beschouwde belastingsgevallen zijn onderverdeeld in belastingsgevallen in de bouw- engebruiksfase. In figuur 6.8 zijn deze weergegeven.

De belastingen in de gebruiksfase zijn:belastingsgeval 1: eigen gewicht tunnel;belastingsgeval 2: gronddruk;belastingsgeval 3: gelijkmatig verdeelde verkeerslast (10 KN/m2);

belastingsgeval 4: tweezijdige ongelijkmatige verkeerslast;belastingsgeval 5: ongelijkmatige verkeerslast direct boven de tunnel;belastingsgeval 6: eenzijdige ongelijkmatige verkeerslast;belastingsgeval 7: gelijkmatig verdeelde last van een gezonken schip (25 KN/m2);

belastingsgeval 8: eenzijdige ongelijkmatige last van een gezonken schip (type 1);belastingsgeval 9: eenzijdige ongelijkmatige last van een gezonken schip (type 2);belastingsgeval 10: waterdruk;belastingsgeval 11: ontgraving (1,5m* 1,Sm = graven kabel).Temperatuurbelastingen en krimp en kruip van beton worden niet onderzocht aangezien de velesegmentvoegendeze spanningen in de segmenten verhinderen.

De belastingen in de bouwfase zijn:belastingsgeval 12: vijzelkrachten van het schild namelijk de bedrijfslast en de maximale vijzel-

kracht;belastingsgeval 13: groutdruk in de staartdichting (variërend van 1,5 - 3,5 bar).Van deze belastingsgevallen kunnen verschillende belastingscombinatie worden samengesteld die inhet belastingsmodel van Schulze Ouddeck kunnen worden verwerkt. AI snel blijkt dan dat slechtsenkele belastingsgevallen maatgevend zijn.

In de berekening zijn een aanvullende belastingsgevallen beschouwd namelijk:een voorvervorming geven aan het systeem volgens de Emphelungen wo - R/200. dit getal isbepaald door ervaring en kan worden vergeleken met de imperfectie van een pendelstaaf;breuk van 1 nok;vergroot grondgewicht in de kritische doorsnede;groutdruk van 1,5 bar voor doorsnede met kleine dekking en 3 bar voor doorsnede met grotedekking. De groutdruk is als een constante belasting om de tunnel beschouwd en het hydrostati-sche deel is weggelaten. Dit is niet geheel juist echter de grout is na een half uur verhard en inde verhardingstijd is de druk niet hydrostatisch;segmentverplaatsingsbelastingen;TBM-vijzeldrukken;brandbelasting: een berekening maakt waarin wordt aangetoond dat de tunnelring stabiel blijft naafspatten van de dekking en het verloren gaan van binnenste wapening bij een brand volgens destandaard brandcurve gedurende een uur.De kans op een ongeluk in de tunnel waarbij brand ontstaat is voor de fietsersbuis niet aanwezigen voor de tractorenbuis 1/1000 in 100 jaar hetgeen deze omgang met de brandbelastingrechtvaardigt.


_--.---..--..*~jg .tr-~;.b~~f,Jt411S •.{i- $e"fi ~(11 i/il'

i(/ttJ""". Y4'It "Vü~ ,;" ,~~-tkth,13fo ;A/;seJ;H iS .

bES ~tft" ~ "dl

1ie,fJ!UtJt1I lilt ,Ji~Pv IS' h"J' ,.di4fH1 lirII~KJ""Ftd

Jt,.#eh~{; r/èe -611J8fft'.lo;;eJ,l.

~-Ot~}j'~ .

figuur 6.7

"k~!t 3 : ~f('JIS~.s{t'I1t1h clrt~~k

/~~IJJff:~

/pl::=4OtO~(,

"f.as#tf If: ~kJr~ P4-!kI1s6sf~

/1~O/rfÇ;.

figuren 6.8


I A ?p==y,P -c

lle étclolftlJ~/':Jv/l!/ (; ÁDtliat'lt 1J(~UIht9a« ~t"I1 t/(1NrIt ptQkJ

Jet: &.s't p (prk/,f/NJths(;3' /I/elf Itkièb~hif.

-17-;-;;-;-;-; ;-;-;;-;;-;-; -;;-;-;;-;-; t-~:-tÎ-$s-;o-,~,p::u;!4d~'/'

/

figuren 6.8


AI

p'= ~ '1(()~

A'.>A

" "

p/~ 100 /ff:,~p,=L·100 /tU/tl ~ PA' P7/tt

A'>A

•Lasiptt jO: USS~K

LF1d:1LF1o.~

r

ff;,f6s-fu1t3Áh AfIS/(i,I~8'~o

figuren 6.8

Samenvatting bereken ingen Tweede Heinenoordtunnel 39 november 1996

In de Iiningberekening zijn een aantal belastingsgevallen tijdens de uitvoeringsfase nietJbeperktbeschouwd.Belastingsgevallendie nietJbeperkt zijn beschouwd:

wiellasten van de trailers op het tunnelliningdeel waarvan de groutomhulling nog niet is verhard;meenemen van druk op lining uitgeoefend door staartdichting;onvolledige groutvulling rondom de lining.

Het is zeer moeilijk de grootte van deze krachten in te schatten. Vanuit een stuk praktijkervaring isechter gebleken dat het bouwen van een tunnel ring zonder veel moeilijkheden mogelijk is.

6.6 Overzicht veiligheden liningberekening Tweede Heinenoordtunnel

De veiligheden in de berekening van de tunnellining zijn:1 Belastingsschematisatievolgens Schulze Duddeck: er wordt met een primaire spanningstoestand

gerekend;2 Er wordt niet gerekend met wrijving in de ringvoegen. Deze wrijving is er echter wel en

reduceert de dwarskracht in de nokverbinding;3 De langsvoegen worden berekend als zijnde een volledig scharnier. Dit is echter niet het geval,

de langsvoegen kunnen een (beperkt) moment opnemen waardoor het maximale moment wordtgereduceerd. (Het scharnier is als een punt aangenomen terwijl het een bepaalde breedte heeftwaardoor het een beperkt moment kan opnemen);

4 Er wordt een minimum wapeningspercentage in de segmenten toegepast. Het benodigdewapeningspercentage dat uit de berekeningen volgt is kleiner;

5 De doorsnede is niet volledig uitgenut. De doorsnede kan meer normaalkracht opnemen danvereist is;

6 De beddingsveren worden in de 3-dimensionale raamwerkberekening op de cirkelpuntenaangenomen. In werkelijkheid is de bedding uitgesmeerd langs het hele segment.

7 Nokberekening: de over te brengen dwarskracht in de nokken worden ingevoerd als puntbelas-ting terwijl de nok in werkelijkheid een bepaalde breedte heeft;

8 Voor de invoer van de door GD en ELEgeleverde grondparameters zijn de Sa/a-karakteristiekewaarden gehanteerd. Hierbij is te allen tijde de ongunstige grens aangehouden;

9 de veiligheidsfilosofie die wordt toegepast is gebaseerd op elastische vervorming. De breukze-kerheid is echter veel groter want de tunnel mantel stort zelfs na het optreden van plastischscharnieren niet in omdat scharnierverdraaiïngen tot uitvlakking van de gronddruk leiden met alsgevolg verkleining van de momenten.

De totaal veiligheid voor de betonberekening wordt overeenkomstig de Duitse normen (DIN 1045)y=1.75 genomen.


7 Resultaten

7.1 Gekozen liningontwerp

Het voorontwerp van de lining is bepaald a.d.h.v. vuistregels, ervaring en praktische overwegingen.Na vaststelling van de globale dimensies van de tunnel ring is dit voorontwerp getoetst en bijgestelda.d.h.v. berekeningen. Het uiteindelijke liningontwerp is in figuur 7.1 weergegeven.De kenmerken van het liningontwerp zijn:

binnendiameter 7,6 m, buitendiameter 8,3 m;segment: dikte 0,35 m, breedte 1,5 m;tunnelring bestaat uit 7 segmenten en 1 sluitsteen;toepassing van links en rechtsringen in halfsteensverband;koppeling d.m.v. twee nokken per segment tussen de ringen;de segmenten worden t.b.v. uitvoering in langs- en dwarsrichting vastgeschroefd;de waterdichting wordt verkregen door een waterdichtingsvoeg langs de omtrek van de segmen-ten;de segmenten worden geprefabriceerd, betonsterkte klasse B45, staalkwaliteit FeB500;opvangen en gelijkmatige verdeling van vijzelkrachten d.m.v. kaubitplaatjes.

7.2 Wapening

De gekozen wapening voor de segmenten van de Tweede Heinenoordtunnel is gegeven in de figuren7.2.

Ontwerpaspecten wapening bepalingVoor de wapeningbepaling moet worden rekening gehouden met:

de buigwapening moet worden bepaald voor de berekende maatgeven-de positieve en negatieve momenten;de dwarskrachtwapening moet worden bepaald voor de berekendemaatgevende doorsnede;voor de krommingsdruk t.g.v. de ronding van de segmenten kan hetnodig zijn wapening op te nemen;voor het inleiden van vijzelkrachten in de ringvoeg en normaalkrachtenin de langsvoeg kan er splijtwapening nodig zijn;deze dienen door de nok en de groef opgenomen te kunnen worden;de erector in de TBM plaatst de segmentstenen in de tunnelring.Hiervoor heeft de erector onder andere een conus. In het segment ishiervoor een groef opgenomen. De wapening rond deze groef bestaatuit een spiraal. Hieraan liggen nauwelijks berekeningen ten grondslagwant in de praktijk heeft deze spiraalwapening altijd voldaan.

a momenten

b dwarskracht

c krommingsdrukken

d splijtwapening

e koppelstaafkrachtenf spiraalwapening

g scheurwijdtecontrole.h overig

naar de randen van het segment wordt vaak zwaardere wapening toegepast om trek intrekboog t.g.v. montage te kunnen opnemen;de trekstaaf in de nok wordt niet aan de buitenkant van het segment toegepast om detrekkracht op te nemen omdat de hoogte van de betondoorsnede dikker en breder is t.g.v.kromming;de wapening van de segmenten is aangepast aan de ervaringen die men in de praktijk heeftopgedaan.


SEGMENT :'ANGSaOUTVERBINOING

SEGMENT uWARSBOUTVERBINOING

SEGME~T OWARSBOUTVERBINOING

SEGMENT :'ANGSBOUTVERBINOING

In •. f1 C3._.. .._.~_ ..~ .._ .._~_ .._ ..

t

BINNENAANZICHT

AANZICHT SEGMENT 'A' IN BOORRICHTING

figuren 7.1


AANZICHT A-ASol'""". ,.

~.J,•••••• I ~-,<) !..'-!

\[IJ

[51 •••

1 '"?,)4I1 1_))"

Ir v\~

113\ 1••.- - - -\ ~IIII

'.'QJJ ;

I_~~ 1\1.I \I

I

I 11

~, I

~\T'I

I

IH·~ __

~ •. ®HGliJ

IlIIm[NAANZICHT"!lUl. ,.

. I~"'., Gl~

m I TIn-~ -

ij]I '" I

-s.:m:en:v.:n:"ng~=berek:e:ni:nge:n~~TW:eed=~'==~---------------------------S, eHeonenoordtunnel

figuren 7.2

43 november1996

literatuurlijst

Spannungen in schildvorgetriebenen Tunneln, Heinz Schulze Duddeck, 1964

Statische Berechnung Schildvorgetriebener Tunnel, Heinz Schulze Duddeck.

Beulsicherheit von erdverlegten Rohren und Tunnelauskleidungen unter Aussendruckbelastung,Georg Feder, 1971

Emphelungen zur Berechnung von Tunneln in Lockergestein (1980), Heinz Duddeck

Tweede Heinenoordtunnel rekenregels voor ontwerp geboorde tunnel, CO-349080/72, december1994

Ontwerp Tweede Heinenoordtunnel:

* dimensionering boortunnel, LVT-D-V-0040

* ontwerpbasis gesloten tunneldeel, R-THT-BT-C100

* berekening opdrijving, R-THT-BT-C200

* voorberekening tunnelwand 2, R-THT-BT-C401

* berekening tunnelwand, R-THT-BT-C401

* boortunnel stabiliteit boorfront, R-THT-BT-C600


Bijlage 1

Het ruimtelijke steundrukmodel volgensJancsecz

3. The Mix-Shield system

With the assumed instability of the face in glacial deposits with and without groundwater, and relatively good face stability in the bedrock ( molasse ), a convertiblemix-shield machine - based on a patented design by Wayss & Freytag AG - wasselected by the elient .. This machine worked in the glacial soil deposits as a slurryshield with pressurized face and hydraulical mucking. In the molasse it worked as aTBM with dry mucking. The shield is described in more detail in [ 2 ]. As Figure 4.shows the Mix-Shield has a double chamber system.

SEPARATION BULKHEAOJ..J-

~OJTlING YrHEEl

STONE CRUSHER

Figure 4. The Mix - Shield system ( 0 = 11,6 m )

The pressure chamber for controlling the slurry pressure by an air cushion isseparated by a diaphragm bulkhead from the working chamber of the cuttingwheel.To reduce the number of entering into the working chamber there was a stone-crusher installed in the centre, for breaking boulders up to 1 m3 in size.

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel 1.1 november 1996

3.1 Stages of face supportBeside the described adaptability there is an other advantage of this type of shield,namely; maintenance on the cutring wheel can be undertaken with partial or fulldrawdown of the slurry under compressed air. Figure 5. shows the typicalsupporting modes and the distribution of support pressures on the tunnelling face.However, the support with compressed air - either half or fuIl - was a ratherexceptional case.

0.) SLURRY SUPPORT

Po AIR CUSHION

Aïif CUSHIONPRESSURE

Pu "SLURRY

b.) COMPRESSED AIR ANDSLURRY SUPPORT

Po

c.) COUPRESSED AIRSUPPORT .

p. AIR PRESSUREAF

SEPARATIONBULKHEAOPRESSUREDIAPHRAGM

~AB.-PRESSURE

t.lEt.lBRANE

Pu SLURRY

PO=PAH Po=PAF

SA IS=SA +Ss I wSs

0Pu=Po + 27F Pu=PAf

Figure 5. Supporting modes and distribution of face supporting pressures

When driving in slurry mode the face is supported by the slurry pressure. In thiscase the slurry pressure distribution is very similar to the distribution of earth andwater pressures. The pressure - transmitting medium between liquid and soil is amembrane or cake, filtrared from the bentonite slurry onto the tunnelling face.The two most important questions regarding face support in slurry mode are; howhigh the support pressure should be ( earth statical aspect) and how is it possible toreach a safe and quick membrane developing ( fluid mechanical aspect ).'An important element of the Mix-Shield system is the automatic fluid pressureregulation with the help of an air cushion as shown in Figure 5. This makes itpossible to provide a constant support pressure on the face under continuous andparallel charging and discharging of the slurry into and out of the workingchamber.With the face partly or fully supported by compressed air, various problemscan arise: The support pressure is less ideal ( constant over face ). Compressed airinfluences the ground in different manners : soil is more permeable to air, largelosses of air may occur, fmally resulting in a blow out. In some soils drying out mayoccur under compressed air support and the face may thus become unstable after acertain period of time ( stand-up time ).

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel november 19961.2

4. Theoretica! approach of the face stability in non cohesive soils

Ta find out the right support pressure for a tunnelling face in granular soils, it is firstof all necessary to consider the farces on a possible and probable failure modelSimilar to other solutions in soil mechanics, application of limit equilibrium analysiscan deliver a limit earth pressure acting on tunnelling a face. Selection of anappropriate factor of safety assisted by deformations or settlement control allowsdetermination of support presssure which is not toa high or not toa low. If thesupport pressure is too low, face collapse or extreme settlements occur. If it is toahigh excessive slurry or air penetration with surface upheaval may occur togetherwith loss in effective support, paniculary with air. This may result in face col1apse.The first calculation of the support pressure for a Hydroshield ( an earlier designedslurry shield from Wayss & Freytag AG ) based on a simple three dimensionalmodel, as shown in Figure 6.,

0.) LONGITUDINAL SEcnON

q.kN/m2b.) fRONT VIEW

4>. e ...•.-.•..•.,,., '..", ,I \, .: "

Ground surfoce

Ground water

Sh~ld

P I-:::-._ ..:._ 11.._

S

c.) TOP S1DE VIEW

i b t-d.) FORCES ON SOil YltOGE

G,

u)( .:~--

- )( }:-.~-. x :}:- _.

x X ::F:=x -r »

:~--:.--.r.

E+W G

F S

Figure 6. Three dimensional limit equilibrium model

was carried out approx. six years ago [ 4 ]. After six years experience in using thisfailure model on different projects [ 5 ] it appears weIl proven , that there is noparticular need for more complicated or sophisticated calculation methods. Due tomany uncenainities like : soil parameters, boundary conditions, constitutive law etc.it is more than adequate to use the simplified three dimensional model from Figure6. It is more important to colleet further practical experiences and carry out differentmeasurements to be able to adapt or apply the theoretical results to them. [ 6 ]


The three dimensional failure model consists of two parts ; a soiI wedge ( lowerpart ) and a soil silo ( upper part) above them. For the first, the vertical pressureresulting from silo and acting on tbe horizontal surface of the soiI wedge will bedetermined separately from tbe lower part. According to Terzaghi' s solution tbevertical pressure is given by [ 7 ] .

F-Y-C{ U }q S (t) = ~tan<1> 1 - exp ( - t FÀ.tan<1» <. 1 )

Where y is tbe unit weight, <1>is the angle of internal friction, c is the cohesion, À.isthe earth pressure coefficient, U and F are the circumference and area of thehorizontal plane from tbe soil wedge. As the expression shows, the verticaloverburden pressure acting on tbe top plane of the soil wedge is also a function ofthe slip angle. This angle is tbe linking member between upper and lower part of tbefailure model. Tbe conditions of equilibrium for the lower part are (see also [ 8 ] )

LF + Rsin <1>+ EcosP - LGsin P = 0 (2 )

Rcos<1>+ Esinp + L Gcosû = 0 ( 3 )

and with it tbe earth pressure is given by

L G (sin13 - cosptan<1» - L FE -

tan<1>sin13- cosê(4 )

The maximum of the earth pressure is to derivate by fulfilling next differentialcondition :

dE- = 0dp ( 5 )

The solution for Il = f( ~ ; <I>) after solving lhe differential equation is obtained

through a series of iterations. Figure 7. shows tbe variation of the slip angle 13 over

t<1>and -. It is important to recognize that tbe effect of tbe overburden pressure on 13 .

Dt

- if - ~ 2 - is nor that great. With knowledge of 6 it is possible to defme a three-D

dimensional earth pressure coefficient :

Samenvalling berekeningen Tweede Heinenoordlunnel 1.4 november 1996

KA3 =

2 Kasin 13 cos 13 - cos 13 tan eI> - - cos 13 tan eI>1.5

2cos 13 sin 13 + tan eI> sin 13

(6)

Where K z

1 + 3and a = D_ Figure 8. clearly

t1+2-D

indicates the predominant influence of the internal friction on the earth pressure. Thediagrams of Figures 7. and 8. can be applied for estimating support pressure indifferent cases. For practical use and parametrie studies a computer program wasdeveloped by [9] using a Windows I Mathcad spread sheet.

1 - sin <I>+ t.,,z ( 45 - ~ )

2

t

l {3D el' "20' el' -25' el' =30' el' =35' el' =40'0 60.340 62.611 64,802 66.900 68,918

1 61.890 64,161 66,286 68.283 70,177

2 62.197 64,464 66,580 68,566 70.4233 62,322 64,592 66,706 68,683 70,527

45+ ! 55,0 57,5 60,0 62,5 65,02

K= K.+K% 0,574 0.4916 0.4167 0.349 0,2872

060 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 (,)

2to3Figure 7, Variation of the slip angle J3


l KA]0 4' =20' 4' =25' 4' -JO' 4' • .)5' 4' ·~O·0 0.386 0.310 0.248 0.199 0.159

1 0,354 0.279 0,222 0.177 0.141

2 0.348 0.273 0.217 0,173 0.1383 0,345 0.271 0,214 0.171 0.136

K =lon2( 45- t) 0,49 0.41 0.33 0.27 0.221.2 2

K= Ko+KA2 0.574 0.4916 0,4167 0.349 0.2872

0,1 0,2 0,3

2to3Figure 8. Three dimensional earth pressure coefficient

Other solutions of the support pressure for cohesionless soil have been published by[ 9 ], Their theoretical solutions for statically admissible stress field ( lower bound )and for kinematically possible collapse mechanism ( upper bound ) were found to hein close agreement with experimental results. Tberefore this theoretical methodseemed to be applicable, as a calculation for comparison, to the three-dimensionalproblem from the tunneling face especially - in fluvioglacial gravel above the groundwater level - in western part of the Grauholz - Line, The necessary magnitude ofuniform normal support pressure on the exposed periphery and face were estimatedaf ter ( 7 ) and ( 8 ) :

yDon.. = 2 Kp2

Kp2 - 1(7)

( 8 )

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordlunnel 1.6 november 1996

provided tbat..!-. ~ 1 - 1. Where D is tbe diameter of shield, 'Y is the unitD sin <1>

weight of soil, <I>is the angle of internal friction and K P 2 = tan 2 (45 + :)

is. Substituting D = 11.6 mand y = 22 KN/m3 into the above equations the lowerand upper limit of support pressure were caJculated and plotted versus the angle ofinternal friction <1>as shown in Figure 9.CaJculations based on simplified three - dimensional model delivered very similarresults at <1>= 35 0_ 40 o.Duting tunnelling tbe stability of the face was verified byreducing tbe air support pressure in the soils of the western tunnel section. For safeand stabIe tunnelling a support pressure was judged necessary, corresponding to thelower bound limit for gravel with a friction angJe of <1>= 38 o. During the tests,witb reduction of air pressure, it was noticed that instabilities developed with supportpressures in the range of 15 - 25 KPa. This corresponds to tbe upper bound solutionfor a friction angle from 38 0 to 44 ". Sînce such friction angles are possibly close totbe origin, the agreement between the analytica! solution after [ 9 ] and experieneewas cosidered as good. .

aru,all [KPo]1009080 <,

70LU 60a::::::>V) 50V)LUa::0... 40....a:: 3000...::::>::::> 20V)

100 25 30 35

D=11,6M/'=22kN/m3

UPPORT tRESSURE---,--LOWER SOUND

40 45 50 55 60ANGLE OF INT. FRICnON cp [ 0 ]

Figure 9. Support pressures after Atkinson & Potts


Bijlage 2

Voorbeeld opdrijfberekening

Bijlage 2 Voorbeeld opdrijfberekening

De formules voor de opdrijtberekening zoals in paragraaf 5.2 beschreven, zijn in eenspreadsheet ondergebracht. Op de volgende bladzijde is de uitvoer van de spreadsheet vande opdrijtberekening gegeven.

Zie figuur B2.1, de invoer van de opdrijtberekening is:

DuilW = 8,28 meterhl = 8,5 meter;h2=h3 = o meter ,.• = 9 kN/m3; C:=~cl. r~~&Fce.t~~)YA.

Ybeton = 24 KN/m3d = 0,35 meter;Gb = 0,05 *cirkeloppervlak*ybeton = berekent spreadsheet;Gt = berekent spreadsheet;

::!,-+

':'2v~• .:l---------

i-1.


Opdrijfberekening boortunnel Heinenoord I

april 1994ir. J.L van der PutAfdeling Tunnelbouw Bouwdienst Rijjkswaterstaat

;De opdnjfberekening in de bouwfaseI

i Invoeri:ouitw m 8,28 8,28 8.28 8.28!H -grondlaag m 8,5 7 6 4.8:H-ballastlaag m 0 0 0 0,Gow-grond KN/m3 9 9 9 91!G-bl"lIast KN/m3 18 18 18 18i ;G-water KN/m3 10 10 10 10 i

G-cons1r.beton KN/m3 24 24 24 24:dikte tunnelwand m 0,35 0.35 0,35 0.35 .

. _- "--"------ --- .__ .•-.Uitvoer

:F-opdrijf KN 538.4576 538,4576 538,4576'F - neer KN 842.6882 730,9082 656,3882Veiligheid 1,565003 1,357410 1.219015. (De veiligheid tegen opdrijven moet in de bouwfase > 1.05 zijn)

538,4576 .566,9642.1,052941 .

De opdrijfberekening in de eindfase

IInvoerI!Duitw m 8.28 8.28 8.28 8.28 ::H - grondlaag m 8.5 7 6 5.2;H - ballastlaag m 0 0 0 0:Gow-grond KN/m3 9 9 9 9,:G-ballast KN/m3 18 18 18 18 iG-water KN/m3 10 10 10 10G-ballastbeton KN/m3 22 22 22 22G-constr.beton KN/m3 24 24 24 24dikte tunnelwand m 0.35 0.35 0.35 0.35ballast in tunnel KN 0 0 0 0max gew. ballast KN 118.4604 118.4604 118,4604 118,4604

Uitvoer

F-opdrijf KN 538.4576 538.4576 538.4576 538.4576F-neer KN 842.6882 730.9082 656.3882 596.7722Veiligheid ~.565003 1.357410 1.219015 1.108299


Bijlage 3

Voorbeeld steundrukberekeningen

blow-out-berekening

Bijlage 3 Voorbeeld steundrukberekening

3.1 Horizontale evenwicht

De formules voor de steundrukberekening zijn in een spreadsheet ondergebracht. Op devolgende bladzijden is de uitvoer van de spreadsheet van de steundrukberekening gegeven.

In de uitvoer van de spreadsheet wordt voor de verschillende bouwfases een berekeninggegeven van het horizontale evenwicht. Het belastingdeel van het horizontale evenwichtwordt gevormd door de horizontale grondbelasting en de horizontale waterdruk. Op ditbelastingsdeel worden veiligheidsfactoren voor de grond- en waterbelasting toegepast.In formule 3.1 is het belastingsdeel van het horizontale evenwicht weergegeven.formule 3.1

Ogrond= 0vertikaal+o ••.atero 'k 1 = "" (h,. Y . )ver t i aa L.." .1 19:rond onder water

O••.ater = y •••ater·h ••.ohorizontaal = Ygrond'K03 ' Overtikaal+Y••.e ter : O••.ater

K03 3 -dimensionale lamdawaarde van grondYgrond = veiligheidsfactor op grondY••.ater = veiligheidsfactor op water

Het "sterktedeel" van het horizontale evenwicht wordt gevormd door de bentoniet-en of deverhoogde luchtdruk. In formulevorm:formule 3.2

ohorizontaal = (0 lucht + Poverdruk) + 0bentonietolucht = minimal e 1uch tdruk om grondwa ter te vez di:ingen

Poverdruk = benodigde overdruk om aan horizontaal evenwichtte voldoen

0bentoniet = bentonietdruk

Het benodigde horizontale evenwicht wordt in de spreadsheet verkregen door gelijkstellingvan de formules 3.1 en 3.2 en hieruit de Poverdruk te bepalen. Voor bouwfase 1, de bouwfasein het boorproces waarbij het totale graaffront wordt ondersteund door bentonietvloeistof,wordt de benodigde bentonietdruk voor het horizontale evenwicht gelijk aan de aangenomenbentonietdruk vermeerderd met Poverdruk'

Voor de overige bouwfases, waarin het graaffront ook of alleen wordt ondersteund doorluchtdruk, wordt de aangenomen luchtdruk vermeerdert met Poverdruk'

In figuur B3.1 is de situatie weergegeven zoals die in de uitvoer van de voorbeeld-bereke-ning is ingevoerd.

3.2 Verticale evenwicht (Blow-out-berekening)

Door de benodigde overdruk voor het verkrijgen van het horizontale evenwicht kan hetvertikale evenwicht in gevaar komen. Met de blow-out-berekening wordt het vertikaleevenwicht gecontroleerd. In de uitvoer van de spreadsheet is dit weergegeven.

Opmerkingen:uit de uitvoer (controle 3) blijkt uit de blow-out-berekening dat voor een gehele bento-nietspiegelverlaging ann het graaffront het vertikale evenwicht niet is gewaarborgd.

Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel 3,1 november 1996

Steundrukberekening boortunnel ,

ir. J.L. van der Putapril 1994

Boortunnel Heinenoord doorsnede Oude Maas

Invoer

bovenbelasting KNJm2 0dekking m 8.5diameter boor m 8.28gemid. grondgewicht KN/m3 9grondgew. waar tunnel ligt KN/m3 10gewicht water KNJm3 10waterstand op kruin tunnel m 21.22lamda-waarde 3d K03 0.229bentonietgewicht (volle boorkamer) KNJm3 12bentonietgewicht KN/m3 10.5veiligheidwater V-w 1.05veiligheid grond V-g 1,5veiligheid blow-out V-b 1,1

Uitvoer 1: Belasting op boorfront

plaats T-korrel T-water T-vert T-hor. Ikruin=O KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 I

1

o 76,5 212,2 288,7 229,71850,828 84,78 220,48 305,26 239,89461,656 93.06 228,76 321,82 250.07072,484 101.34 237,04 338.38 260.246913.312 109,62 245,32 354,94 270.4231

4.14 117.9 253,6 371,5 280.5991 i4,968 126,18 261.88 388,06 290,7752'5,796 134,46 270,16 404,62 300'9513116,624 142,74 278.44 421,18 311,12757,452 151,02 286,72 437,74 321,30368.28 159,3 295 454,3 331,4797,

Uitvoer 2plaats T-korrel T-water T-vert T-hor.kruin=O KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2

0 76,5 212,2 288,7 229,718510,828 84,78 220.48 305,26 239.89461,656 93,06 228,76 321,82 250.070712,484 101,34 237.04 338,38 260.2469 i3.312 109.62 245,32 354.94 270,4234,14 117,9 253,6 371,5 280,59911

4.968 126,18 261,88 388.06 290,77525,796 134,46 270,16 404.62 300,95136,624 142,74 278,44 421,18 311'1275

17,452 151,02 286.72 437,74 321,30368,28 159,3 295 454,3 331.4797

Gem. belastingsdrukGem. waterdrukGem.korreldrukGem. steunkrachtGem. waterkrachtGem.korrelkrachtveiligheidbentoniet overdruk

T-belast.'T-water'T-korrel'F-steun'F-water'F-korrel'y

b

i280,5991 :

253,6 [117.9

15109,0413655,251453,784

126,17955

KN/m2. KN/m2KN/m2KNKNKNKN

306,7787o

47,7025

Benodigde bentonietdruk =Blow-out eis

280,5991 + 26,17955(Fkorrel) - (Foverdruk)"veiligheid

76,5 28,7975=

==>=


[ÇAA#;Ç!!!:?Ui~m9Nl#-~9~!Y~t@mtigJ;M::mw::::(bentonietgewicht = 10,5 KN/m2)

Invoer tbv uitvoer 3bentonietspiegelniveau tov onderkant tunnel 4,14

Uitvoer 3plaatskruin=O

T-korrel T-water T-vert. T-hor.KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2

o 76,5 212,2 288,7 229,71850,828 84,78 220,48 305,26 239,89461,656 93,06 228,76 321,82 250,07072,484 101,34 237,04 338,38 260,24693,312 109,62 245,32 354,94 270,4234,14 117,9 253,6 371,5 280,5991

4,968 126,18 261,88 388,06 290,77525,796 134,46 270,16 404,62 300,95136,624 142,74 278,44 421,18 311,12757,452 151,02 286,72 437,74 321,30368,28 159,3 295 454,3 331,4797

Gem. belastingsdruk T-belast.' KN/m2 280,5991Gem. waterdruk T-water' KN/m2 253,6Gem. korreldruk T-korrel KN/m2 117,9Gem.bentonietdruk T-bent.' KN/m2 21,735Gem. belastingskracht F-belast' KN 15109,04Gem. waterkracht F-water' KN 13655,25Gem.hor.korrelkracht Fh-kor. KN 1453,784Gem.bentonietdruk F-bent.' KN 585,1675Benodigde luchtdruk T-Iucht KM/m2 269,7316veiligheid y 1Benodigde overdruk pb KN 26,17955

Benodigde luchtdruk = 269,7316 + 26,17955Blow-out-eis = (Fkorrel) - (Wateroverdruk tpv kruin + poverdruk)*Yb =>

= 76,5 74,3375

iI

Uitv~4 I'plaats T-korrel T-water T-vert. T-hor.·kruin=O KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2

I

0 76,5 212,2 288,7 229,71850,828 84,78 220,48 305,26 239,894611,656 93,06 228,76 321,82 250,07071

i 2,484 101,34 237,04 338,38 260,2469 i3,312 109,62 245,32 354,94 270,423:4,14 117,9 253,6 371,5 280,599114,968 126,18 261,88 388,06290,775215,796 134,46 270,16 404,62 300,951316,624 142,74 278,44 421,18 311,1275;7,452 151,02 286,72 437,74 321,3036~8,28 159,3 295 454,3 331,4797 i

1

Luchtsteundruk T-Iucht' KN/m2 295',Gem. waterdruk T-water' KN/m2 253,61Gem.korreldruk T-korrel' KN/m2 117,91Luchtsteunkracht F-Iucht' KN 15884,46 iGem. waterkracht F-water' KN 13655,25,Gem. hor.korrelkracht Fh-korrel' KN 1453,784 :veiligheid y 1 IIBenodigde overdruk pb KN 11,778651

295,9112o

2,162495

iBenodigde luchtdruk = 295 + 11,77865Blow-out-eis = (Fkorrel) - (Wateroverdruk tpv kruin + poverdruk)*Yb =>

76,5 104,0365 =

306,7787 'o

-27,5365


Bijlage 4

Formule-afleiding en voorbeeld opbreek-berekening

Inhoudsopgave bijlage 4 "opbreekberekening"

Algemeen

2 De opwaartsgerichte krachtenvan het vertikale evenwicht van de opbreek

2.1 Formule-afleidingendeelbelastingenwaterdruk

2.2 Formule-afleidingengronddruk

3 De totale opwaartsebelasting

4 Het neerwaartsgerichte deel van het vertikale evenwicht

5 Het vertikale evenwicht

6 Resuméformulesopbreekberekening

7 Voorbeeld opbreekberekening


-- +

--


Bijlage 4 De opbreekberekening

1 Algemeen

Bij een boortunnel vormen de tunnellining en de omliggende grond een samenhangendsysteem. Bij een raamwerkmodel wordt de werking van de grond met beddingskrachtengeschematiseerd. Voor een tunnelring die als een staande ellips vervormt wordt de beddingin de tunnelkruin belast. Bij een afnemende buigstijfheid van de tunnellining wordt steedsmeer belasting op de bedding overgedragen. Wanneer het beddingdraagvermogen boven detunnelkruin haar grens bereikt vormt zich een afschuivende grondkegel boven de tunnel-kruin, zie figuur B4.1.Dit alles geldt in het bijzonder voor ondiep gelegen tunnelbuizen.

In deze bijlage worden de achtergronden van de formules behorende bij opbreekberekeningnader uitgewerkt. De achtergronden van de formules zijn deels weergegeven in de publicatievan Feder uit 1971 "Beulsicherheit von erdverlegten Rohren und Tunnelauskleidungen unterAussendruckbelastung".

De opbreekberekening is gebaseerd op het voorkomen van hoogovale vervorming zodatrondom de gehele tunnellining een bedding kan worden geschematiseerd.

Om opbreken van de grond te voorkomen wordt in de opbreekberekening het vertikaleevenwicht beschouwd. Het vertikale evenwicht wordt gevormd door opwaartse gerichtekrachten en neerwaarts gerichte krachten.De opwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn:

de opwaartse waterdruk;de opwaartse druk die onstaat ten gevolge van hoogovale vervorming en die werktvanuit de tunnelring op het grondlichaam dat op de tunnelkruin ligt.

De neerwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn:het gewicht van het grondlichaam boven de tunnel;de wrijvingskracht langs de glijvlakken van het grondlichaam.

In figuur B4.1 zijn de opwaarts- en neerwaarts gerichte krachten weergegeven. In devolgende paragrafen worden achtereenvolgens het opwaartse- en neerwaartse deel van hetvertikale evenwicht van de opbreekberekening behandeld.

2 De opwaarts gerichte krachten van het vertikale evenwicht van de opbreek-berekening

Voor de bepaling van de opwaarts gerichte krachten van het vertikale evenwicht van deopbreekberekening worden twee belastingsgevallen beschouwd namelijk:1 de waterduk zie figuur B4.2, waarvan het variabele deel hoofdzakelijk hoogovale

vervorming initieert.2 de horizontale gronddruk die op de zijwand van de tunnellining een belasting uitoefent

en verantwoordelijk is voor een deel van de normaalkracht in de lining.


F


Ten gevolge van de hoogovale vervorming geeft de normaalkracht vanuit de tunnel ring eenopwaartse druk op het bovenliggende grondlichaam, zie figuren B4.1 en B4.2.

2.1 Formule-afleidîngendeelbelastingenwaterdruk

De waterdruk kan worden gesplitst in 2 deelbelastingen namelijk. zie figuur B4.2:la een variabele radiale waterdruk alf' de compenserende belasting tussen po en de totale

waterdruk.1b een constante radiale waterdruk po, waarbij voor po de druk van het water op de hoogte

van de tunnelas van de totale waterdruk wordt genomen;

Variabele radiale waterdrukDe variabele radiale waterdruk a,yheeft een cosinusvormig verloop langs de omtrek van detunnel. In de kruin en de voet van de tunnel is deze cosinusvormige belasting a", maximaalen op de hoogte van de tunnelas gelijk aan O. De algemene formule van alf is:formule 2.1

a", = c. cosy,c = nader te bepalen constante

Voor de opbreekberekening wordt het vertikale evenwicht beschouwd. De radiale kracht alfdient te worden omgezet in een vertikale kracht, zie figuur B4.S. Uitwerking geeft:formule 2.2

avertikaal = a",. cosy,avertikaal = C. cos2y,

Het deel van avcrtikaal dat op de grondwig werkt, dat de grondwig "omhoog wil duwen", ligttussen -1/; en +1/;, zie figuur B4.4. Om de kracht ten gevolge van avcrtikaal op de grondwig tebepalen dient avcrtikaal geintegreerd te worden tussen -1/; en + 1/;.

Eerst dient echter de belasting avcrtikaal te worden bepaald. Indien het evenwicht over demiddensnede van de tunnel wordt bekeken, zie figuur B4.6, moet avcrtikaal in grootte gelijkzijn aan de kracht 2F. De grootte van de kracht F wordt bepaald door het gewicht van detunnellining en de opwaartse waterkracht. Door integratie kan de constante c uit formule 2.1vervolgens worden bepaald. Uitwerking geeft formule 2.3:


2GOp = ruit ••.· 7T."y •••

Gt = (r~it ••.- rin ••.) . 7T. "Ybeton1

F = "2' (Gop-Gt)avertikaal = C. coa-x , ruit ••..dx

w"2

F = 1c , ruit ••.•COS2X. dx

-0w"2

F = o . ruit ••.l COS2X. dx-0

1 ~ 1 . 2 ].;F = _. o, ruit x+_Sl.n X220

12 _)_1 (7T+1.)"2' (ruit ••.•7T."y ••• Gt -"2' c , ruit ••.· "2 "2Sl.n7TGt

C = ("Y••.- 2) *2ruit ••.7T. ruit ••.

avertikaalkan vervolgens worden uitgedrukt in formule 2.4.:

Gt ) 2,1.("Y••.- 2 .2.ruit ••..cos 'f'7T. ruit ••.

avertikaal =

Integratie van avertikaaltussen -if; en + if; levert het deel Al van de opwaarts gerichte deel.Vanwege symmetrie kan geintegreerd worden tussen 0 +if; indien een factor 2 voor Al inrekening wordt gebracht.formule 2.5

'"Al = 2 .10 ("Y••.- 2Gt ).2. ruit ••.· cos? (x) . ruit ••..d (x)ruit ••••7T

GtC = ("Y••.- 2 ) .2.ruit ••.

ruit ••••7T

'"Al = 2. o, ruit ••.·10cos? (x) d (x)

'"~ = 2. c, ruit ••.·10~ (1 + cos (z x) ) d(x)

Al c , ruit ••..[x + ~sin (2x) J:Al a . ruit ••.. (if; + ~sin (2if;) )

Constante radiale waterdrukDe constante radiale waterdruk po oefent op de lining een belasting uit en is samen met degronddruk hoofdzakelijk verantwoordelijk voor de normaalkracht in de lining. In geval vanhoogovale vervorming geeft de normaalkracht in de lining een opwaartse druk vanuit detunnel ring op het bovenliggende grondlichaam. In figuur B4.7 is dit weergegeven.

Met behulp van de ketelformule wordt Nw bepaald:po = Hw*ywNw = povr,De grootte van het opwaartse deel van deze kracht is:A2w = F2 + FI = 2*sinif;*Nw

A2w = 2*Nw *sin if;


2.2 Fonnule-afleidingengronddruk

De horizontale gronddruk heeft ook een aandeel in de hoogovale vervorming, In tegenstel-ling tot de waterdruk wordt bij de bepaling van het aandeel van de gronddruk aan dehoogovale vervorming, de gronddruk niet opgedeeld in twee deelbelastingen. De grootte vande horizontale gronddruk op de hoogte van de tunnelas (q), wordt voor de bepaling van denormaalkracht constant verdeeld aangenomen over de gehele liningomtrek.

De formule-afleiding is gelijk aan die van de constante radiale waterdruk,

Met behulp van de ketelformule wordt Ng bepaald:Ng = q*rnHet deel van de opbreekkracht ten gevolge van de hoogovale vervorming veroorzaakt doorde normaalkracht ten gevolge van de constante gronddruk q kan worden weergegeven door:A2g = F2 + FI = 2*siD1p*NgA2g = 2*Ng*sin 1/1

Y3 '. .,.,' ...____ 0 __

YB N::c

::c ~::

.c

N::;:

.%.

, "

..., . ' c..

..... -. , ' ,

, . ,

, . '

" '. , '

" ,


3 De totale opwaartse belasting

De constante radiale belastingen van de grond en waterdruk kunnen bij elkaar wordenopgeteld tot 1 opwaarts belastingsaandeel.N, = N, + NgN, = (po + q)*rnOf anders anders geformuleerd:Nf = q.rn - Hw·yw·rnA2 = 2*Nf*sin t/J

De opbreekkracht die evenwicht moet maken met de neerwaarts gerichte krachten is:formule 2.6

4 Het neerwaarts gerichte deel van het vertikale evenwicht

In deze paragraaf worden de afleidingen van de neerwaartse gerichte krachten van deopbreekberekening bepaald. De neerwaartse kracht wordt bewerkstelligd door:

G = het grondgewicht op de kruin van de tunnel;R = de wrijvingskracht langs de schuifvlakken van het grondlichaam boven de tunnel.

In figuur B4.8 zijn de neerwaarts gerichte krachten weergegeven.

De hoek 2t/J, de opbreekhoek, wordt bepaald door het punt waar het afschuifvlak van hetgrondlichaam de bovenkant van de tunnelring snijdt. De afschuifhoek a is afhankelijk vande grondsoort en ligt in de buurt van de passieve grondhoek. In de praktijk wordt voor deopbreekhoek waarden van 90 à 110 graden genomen.

Voor de bepaling van het grondgewicht van het grondlichaam boven de kruin van de tunnelis het grondlichaam in 5 gewichtscomponenten verdeeld, zie figuur B4.8.Algemeen is de formule van een gewichtscomponent:breedte maal hoogte maal hetgemiddeld gewicht van de grondcomponent.

De gewichten van de grondlichaamcomponenten in formulevorm zijn:formule 2.7

11 = ruitw' sim"Gb1 = (2.11·h) 'Y1Gb1 = 2 . ruitw' sin1jr. Yl' h

1Gb2 = 11,3" .ruitw(l-cos1jr) 'Y2

2.Gb2 = ~.r~itw'Y2.sin1jr. (l-cos1jr)

2.Gb5 = 13·Hz·Ys1 = (h+z)

3 tana(h+z)

2.Gb5 = Hz·Ys·---tana


l1

-1010G2 Ns: 0

s:11

NG3 ms: +

LU

~~

11I;

~

EJEJ

GS1

GB2

GB3

1 1


In formule 2.7 wordt met verschillende grondgewichten gerekend namelijk met 1'1 t/m 1'5' Inde opbreekberekening wordt gerekend met het gemiddeld grondgewicht van de grondlagen.In figuur B4.9 zijn als voorbeeld enkele grondlagen weergegeven.De gemiddelde grondgewichten 1'1 t/m 1'5worden als volgt bepaald:formule 2.8

hl·g1 +h2. g2+h3. g3+h4 ·g4+hS. gs1'1 = hl+h2+h3+h4+hs1'2 = g6

Het gemiddelde grondgewicht 1'3 is niet recht lineair te bepalen vanwege de gronddrie-hoekjes zoals in figuur 2.10 is weergegeven.Voor de berekening van 1'3 en de wrijvingskracht langs het afschuifvlak is voor de afschuif-hoek a de gemiddelde waarde van de afschuifhoeken van de verschillende grondlagengenomen. In werkelijkheid heeft iedere grondlaag een eigen afschuifhoek. Voor deopbreekberekening heeft deze schematisatie echter geen grote gevolgen voor de nauwkeurig-heid van de berekening.De bepaling van "13kan als volgt in formulevorm worden weergegeven:formule 2.9

I h,i tano

o, = [0,5.hi.li+(ltot -1)]·'Yin n n

L:Gj = [0,5.L:hi.li+L:(ltot-I)].'Yii=1 i=1 i=1

n n

0tot = 0,5.L: hïV L: (ltot-I)i=1 i=1

n

L: Gi = 0tot·'Y3i=1

n

0101= L:0ii=1

n

1'3 = L: 0i''Yii=1

O, = oppervlakte van een grondcomponent

Voor de in figuur B4.1O getekende situatie geval geldt dus:

01'1'1 +02·1'2+03·1'3+04'1'4 +05'1'5)l' = -----------3 (O, +02 +03 +04 +05)

Voor de bepaling van de tweede neerwaarts gerichte kracht moet de wnjvmg langs hetglijvlak van de grondwig worden bepaald. Met behulp van onder andere de cirkel van Mohrkan de schuifkracht T worden bepaald.


(J a

In de figuren B4.11 en B4.12 is de cirkel van Mohr gegeven. Uit de cirkel van Mohrkunnen de volgende algemene formules worden afgeleid:

cos<j>(l - sin<j»

tana =

tana 'ex=(l - sinè).»

cos<j> 'ex

sin<j>.om

sin<j> r=

om

'ex = siné.cosé.o ,0v Om +rr = om.sin<j>

0v = 0m.(1 +sin<j»• ex sin<j>.cos<j>0v (1-sinè

• ex °m·cos<j>.sin<j>0v 0m·(1 -sinè


Dubbele hoek beschouwing:

2. a = 90° +<1>

a = 45°+ <I>2

't Cl r.sinûav -ah

tekenteken

r2

1800-2aa -a_v _h .sin(1800-2a)

2a -a_v _h .sin(2a ).teken

2= -1 indien a<45°

+1 indien a>45°

l.cota

..lilou';c.. ••

lilouc..


siné TOl

Urn' COS</>TOl

sine. COS</>u =m

TU -Uh = 2.sin</>. av siné. cos</>

De uit de cirkel van Mohr afgeleide formules worden in de afleidingen gebruikt.

In figuur B4.13 is nogmaals de grondwig weergegeven. Voor het gewicht van de gearceerdegronddriehoek geldt:formule 2.10

In figuur B4.14 zijn de krachten weergegeven op een klein deeltje langs het schuifvlak. Metbehulp van de figuur kan worden afgeleid:formule 2.11

sino dhdsdh

sinodr = T .dsa

ds


Formule 2.11 kan worden uitgewerkt mbv de formules 2.9 en de cirkel van Mohrformulestot formule 2.12.

ds = s.ds(Jv -(Jh. dh

dr: = --.sin2cx.--2 sine

met sin2cx = 2.sincx.coscx volgt(Jv-(Jh. dh

dr: = --.2.smcx.coscx.--2 sine

Jdr: = {(Jv-(Jh)·coscx.dh

t = coscx.J«Jv -(Jh).dh

met (Jh = (Jv.Ko = (Jv.tan2(4So- <1» volgt2

o,-(Jh = (Jv.(l-tan2(4So- <1»2

r: = coscx.[1-tan2(4So- ~)].J (Jv·dh

met C2 = coscx.[1-tan2(4So- <1»] volgt2

r: = C2.J (J v.dh

t = C2. Ygrond.J h.dh- C [05 h2lh+(r-r.COSljl)

t - 2'Ygrond" ,. .Jo

r: = C2.Ygrond.0,S.(h+r.(l-cos",»2

1 C 2 h 1 2r: = -, 2.Ygrond"r .(-+ -COS"')2 r

Nadere uitwerking van de C2 uit formule 2.12 geeft formule 2.13:

C2= cosa.(l-tan2(4So...;.!»

2Uh = uv'~

K, = tan2(4S0-!)2

U~ = tan2(4So-rj>2)Uv

_ UhC2 - cosa.(l-_)

UvU -U

C2

= cosa._v_hUv

Combinatie van de formules 2.13 en de cirkel van Mohrformules geeft formule 2.14:

C = Ta 2.cosa2 Uv' COSrj>

Samenvatting berekeningen Tweede Hèinenoordtunnel 4.14 november 1996

Combinatie van de formules 2.12 en 2.14 geeft de gewenste schuifkracht langs het glijvlak.formule 2.15

T = 'Ygrond.r2.(~+1-cosif;)2.Ta.~r Uv cosc/J

C3 = 'Y ond·r2.(~ +1-cosc/J)2gr r

T = C3• Ta.~

Uv cosc/Jmet 2a = 90°+c/Jvolgt

cosc/J = cos(2a-90) = sin2a = 2.sina.cosacos« 1cosc/J 2.sina

- 2 (h 1 _',)2 Ta 1T - 'Ygrond.r._+ -cos~ '_'-'--r Uv 2.sma

_ 2 1 TaT - G.t..__ ._._coto 2.sina U

v

1 TT = Ga, __ .~

cos« Uv

In de opbreekberekening wordt het vertikale evenwicht bekeken. De vertikale componentvan de wrijvingskracht, zie ook figuur B4.15, is:formule 2.16

Tv = Th·tanaTh = coso .r

1 TaT = G4.--.-

coso Uv

TTv = G4·tana.~

UvCOSc/J

(l-sinc/J)Ta = COSc/J.sinc/JUv (l -siné)T = G . COSc/J cosc/J.sinc/J

v 4 l-sinc/J 1-sinëG4 = Gb3+Gb5

Tv = (Gb3+Gb5).sinc/J

tano

(Gb1+Gb2+Gb3+Gb4+Gb5) TvW = +_

Yv YwY, = veiligheidsfactor op grondgewichtYw = veiligheidsfactor op wrijving

mm,IIII

ïI

figuur b4.1S


5 Het vertikale evenwicht

Voor het vertikale evenwicht moet de totale neerwaartse kracht (W = grondgewicht + wrij-ving) in evenwicht zijn met de totale opwaartse kracht (Atol = Al + A2). Indien hieraanwordt voldaan is er geen gevaar voor opbreken en kan voor de liningsschematisatie wordenuitgegaan van een bedding rondom de gehele omtrek van de tunnel.

6 Resumé formules opbreekberekening

Gewicht tunnel

Opwaartse radiale variabele waterdruk

Gtc = (y w - -2--)·2., uitw

'uitw·1t

Al = c.r ·tw.(1/T+!sin(21/T»UI 2

Opwaartse radiale constante water- en gronddruk

Nt = q.,-Hw·Yw·'nA2 = 2.N,sin1/T

Totale opwaartse belasting (opbreekkracht)

Atot = Al +A2Atot = a.'uitw.(1/T +O,5.sin(2. tIJ» +2.N,sin1/T

Grondgewichten delen opbreeklichaam

= 2., uitw.sin1/T.Yl·h

~.';itw.Y2·sin1/T.(I-COS1/T)3

2 G = H .y. (h+z)• b5

Z tana


Vertikale wrijvingskracht

'tv = (2.Gb3+2.Gb5)·sin4>

In formule uitgeschreven luidt het vertikale evenwicht in de opbreekberekening als volgt:

Yl.•1S KN/"'3•...s:(Gbl +2.Gb2 +2.Gb3 +Gb4 +2.GbS) + Tv

Yv Yw '"•....c

yz·a KN/m3-~~::=~-o----------------------- ----------

yz.a KN/mZ

--------0-- ----------YZ.l0 KN/mZ

----------- ----------

~•..•,.;ö

7 Voorbeeld opbreekberekening

De formules voor de opbreekberekening zijn in een spreadsheet ondergebracht. De in- enuitvoer is in deze bijlage voor 2 situaties berekend. In de figuren B4.1 en B4.2 zijn desituaties weergegeven.

Opmerking: De met * aangeduidde parameters dienen niet in de spreadsheet te wordeningevoerd.


Berekening opbreken van geboorde tunnel(op de manier van Wayss & Freytag)versie 1.2 april 94ir. J.L. van der PutBouwdienst Rijkswaterstaat Afdeling Tunnelbouw

Invoer 1 Oever Rivier

Uitwendige diameter Du m 8,28 8,28dikte Iining d m 0,35 0,35gewicht tunnelbuis y-buis KN/m3 24,00 24,00gewicht water y-water KN/m3 10,00 10,00opbreekhoek ksi graden 50,00 0,87 50,00 0,87opbreekhoek accent * ksi' ~ 0,87 0,87

Invoer 2

afstand maaiveld-kruin h m 7,00 7,00afstand kruin-gws Hw m 5,00 17,00dikte ballastlaag Hz m 0,00 0,00dikte grondlaag 1 H1 m 2,00 0,00dikte grondlaag 2 H2 m 5,00 7,00dikte grondlaag 3 Ru m 4,14 4,14Gewicht ballast yb KN/m3 18,00 18,00owg-grond 1 y1 KN/m3 15,00 0,00owg-grond 2 y2 KN/m3 8,00 8,00owg-grond 3 (ligt tunnel) y3 KN/m3 10,00 10,00hoek inw. wrijving ti graden 30,00 0,52 30,00 0,52gemid. hoek inw. wrijving tigem graden 28,40 0,50 28,40 0,50veiligheid Fneerwaarts bouwfase 1,00 1,00

eindfase 1,00 1,00veiligheid wrijving bouwfase 1,00 1,00

eindfase 1,00 1,00Tunnelballast Gbt KN m' 0,00 0,00

Uitvoer 1

tunnelgewicht: bouwfase Gtb KN m' 209,27 209.27tunnelgewicht: einfase Gte KN m' 209,27 209,27opdrijfkracht Gopw. KNm' 538.46 538,46Result. druk: bouwfase ab KN/m2 50,62 (1) 50,62 (1)Result. druk: eindfase ae KN/m2 50,62 50.62werkbreedte Pres B mm' 5.65 (2) 5,65 (2)Fopw-deel. bouwfase A1b KN 286.07 286.07Fopw-deel. eindfase A1e KN 286.07 286.07


T Ministerie van Verkeer en Waterstaat - COB · (beschrijving tapse ringen en toleranties §3.3.4...

Documents

Transcript of T Ministerie van Verkeer en Waterstaat - COB · (beschrijving tapse ringen en toleranties §3.3.4...