O slideshow foi denunciado.
Utilizamos seu perfil e dados de atividades no LinkedIn para personalizar e exibir anúncios mais relevantes. Altere suas preferências de anúncios quando desejar.

Cement 2015/8: Herziening CUR-Aanbeveling 77 (deel 3)

235 visualizações

Publicada em

Publicada em: Engenharia
  • Entre para ver os comentários

  • Seja a primeira pessoa a gostar disto

Cement 2015/8: Herziening CUR-Aanbeveling 77 (deel 3)

  1. 1. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3)8 201550 Met de komst van CUR-Aanbeveling 77 over onderwaterbetonvloeren in 2001 (CA 77:2001) werd voorzien in een grote behoefte van bouwend Nederland. Deze CA is in de afgelopen jaren op grote schaal toegepast en heeft haar waarde bewezen als ontwerpinstru- ment. In 2014 is een herziene versie uitgekomen (CA 77:2014). Dit derde artikel in een serie van vier gaat over drie specifieke onderwer- pen in deze herziene aanbeveling: pons en dwarskracht, de hoogte van de boogaanzet in de korte richting en de membraanwerking. 1 Enkele aspecten aanbeveling over onderwaterbetonvloeren nader beschouwd Herziening CUR- Aanbeveling77(3)
  2. 2. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3) 8 2015 51 200 500of750 320 750 Ø350 425 2600 425 2000 3450 5x600 2000 3450 5 x 600 sparingen t.b.v. voorspanstaaf Ø32 oplegvlak t.b.v. belastingsframe 300 R1 R2 1867 kN 923 kN 2023 kN 210 1110 500 320 425 2600 250 425 2000 3450 5x600 2000 3450 5x600 sparingen t.b.v. voorspanstaaf Ø32oplegvlak t.b.v. belastingsframe 300 R 1 R 2 In dit artikel worden drie onderwerpen van CUR-Aanbeveling 77 ‘Rekenregels voor ongewapende onderwaterbetonvloeren’ nader beschouwd, te weten (a) pons en dwarskracht, (b) de inwendige hefboomsarm in de UGT in de korte richting en (c) de membraanwerking. De reden is dat deze onderwerpen een belangrijke rol spelen bij de toetsen en deze bij de herzie- ning ingrijpend zijn gewijzigd dan wel zijn toegevoegd. Op diverse plekken in dit artikel wordt verwezen naar die CA 77, onder meer naar de diverse toetsen (A t.m. G). Kennis van die aanbeveling is dus nodig bij het lezen van dit artikel. Pons en dwarskracht (toets G2, G4 en C1) Sinds het verschijnen van CA 77 in 2001 [1] is deze op grote schaal toegepast. Nieuwe rekenmethoden, zoals het gebruik van niet-lineaire berekeningen gebaseerd op de eindige-elementen- methode, hebben ervoor gezorgd dat de onderwaterbetonvloeren (owb-vloeren) steeds slanker kunnen worden gedimensioneerd. Dat heeft ertoe geleid dat de verankering van de trekelementen in de owb-vloer de zwakste schakel kan worden. Numerieke simulaties hebben aanleiding gegeven tot vragen over de theore- tische bezwijkveiligheid van de verankering van de trekelementen in de vloer [2]. Zo werd mogelijk de ponssterkte bij onder andere schotelankers overschat. Ook de ‘ponstoets’ bij trekelementen met ribbels moest worden aangepast. Verder ontbrak de dwars- krachttoets voor de ongewapende owb-vloer. In opdracht van Rijkswaterstaat is in 2002 experimenteel onderzoek uitgevoerd in het Stevinlaboratorium van de TU Delft. Hierin stond de capaciteit in de uiterste grenstoestand van de verbinding tussen trekelementen (betonpaal of trekanker) en een owb-vloer centraal. De resultaten van het onderzoek [3] zijn gebruikt bij het herzien van CA 77. In het navolgende wordt nader ingegaan op de achtergronden van de toetsen op pons en dwarskracht in de nieuwe CA 77 [4]. Pons In het Stevinlaboratorium zijn experimenten uitgevoerd op schotelankers en betonpalen met tweezijdig ribbels. De beton- dekking in de uittrekrichting op de schotel bedroeg 300 mm of 550 mm. Doel van het experimentele onderzoek was het vast- stellen van de maximale trekkracht die op de ankers kon worden uitgeoefend, het bezwijkmechanisme en het bezwijk- beeld. De betonvloer is weergegeven in figuur 2. Het bovenaanzicht toont de vier oplegvlakken van het belastingsframe. De bovenste ir. Ruud Arkesteijn 1 ) ABT ir. Peter Hagenaars RO, ing. Eelco de Winter RO 1 ) Royal HaskoningDHV dr.ir. Cor van der Veen 1 ) TU Delft, fac. CiTG 1 Werkzaamheden aan de betonnen vloer van de noordelijke toerit van het Ringvaartaquaduct foto: Rijkswaterstaat / Ton Poortvliet 2 Afmetingen van de proefstukken (in mm), locatie van anker met schotel of paal met ribbels [3, 5] 1 ) De auteurs zijn allen lid van SBRCURnet-voorschriftencommissie 95 ‘Rekenregels voor ongewa- pende onderwaterbetonvloeren’ (VC95), die het proces heeft begeleid om tot CUR-Aanbeveling 77:2014 te komen. Peter Hagenaars is secretaris/rapporteur. Artikelenserie Dit artikel is de derde van een serie van vier (aanvankelijk drie) artikelen over de herziene CUR-Aanbeveling 77. Het eerste artikel (Cement 2013/3, [5]) vormde de inleiding, het tweede artikel (Cement 2015/3, [7]) handelde over de inhoud en de achtergronden. In dit derde artikel worden enkele onderwerpen nader behandeld. In het vierde zullen de nieuwe rekenregels worden verduidelijkt met enkele rekenvoorbeelden. 2
  3. 3. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3)8 201552 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 300 600 900 reductiefactorkr dekking op de schotel hmin De experimenteel gevonden gemiddelde ponswaarden voor 300 mm dekking is 1018 kN. De berekende waarde van 715 kN ligt hieronder. Bij 550 mm dekking zijn de gemiddelde pons- waarden 1680 kN en 1692 kN voor respectievelijk zonder en met eenzijdige druk voorspanning in de betonnen vloer. De berekende waarde van 1723 kN is iets hoger. Bij de laatste berekening is het effect van de drukvoorspanning op 0 gesteld. Het effect blijkt ook verwaarloosbaar te zijn. Belangrijk is nu hoe hoog de (centrale) veiligheidsfactor is. Als uitgangspunt wordt een veiligheidsfactor van 2,0 genomen. Wanneer men dit vergelijkt met de vroeger gehanteerde veilig- heidsfactor gebruikt in de VB74/84 (in de EC2 is probabilis- tisch gerekend en is een centrale veiligheidsfactor lastig te geven) van 1,7, is de gekozen waarde hoger. Echter, men wil voorkomen dat de verbinding trekelement-owb-vloer maat- gevend wordt en hoewel de owb-vloer een tijdelijke constructie is, is een hogere veiligheidsfactor van 2,0 gekozen. Wanneer men een partiële belastingsfactor van 1,2 op de water- druk en een extra factor van 1,25 op de verbinding toepast, moet dus het volgende gelden: 1,2 ∙ 1,25 ∙ (Vexp / VRd ) = 2 en dus moet gelden: Vexp / VRd = 1,33 of VRd / Vexp = 0,75 De rekenwaarde VRd wordt in NEN-EN 1991-1-1+C2, vergelij- king 6.3 met de karakteristieke prismadruksterkte fck bepaald. Hiertoe wordt de gemiddelde prismadruksterkte omgerekend naar de karakteristieke sterkte volgens EC2 toepassing 3.1.2 (5): fck = fcm – 8 (MPa) Dit resulteert in een fck = 24,4 MPa en 22,3 MPa voor respectie- velijk een dekking van 300 mm en 550 mm. De bijbehorende rekenwaarde van het ponsdraagvermogen is VRd = VRd (fck / fck,mean ) dwarsdoorsnede geeft de positie van het anker met de schotel. De tweede dwarsdoorsnede toont de paal met ribbels. De resul- taten van deze proeven zijn beschreven in [5]. Naar aanleiding van de experimenteel gevonden waarden in de ponskracht van schotelankers is in 2004 door RWS een reductiefactor van 0,8 vastgesteld op de ponsresultaten bepaald met de toen geldige VBC-methode. De experimenteel bepaalde ponskrachten op schotelankers zijn ten behoeve van de herziening van CA 77 vergeleken met de berekeningsmethode volgens Eurocode 2 (NEN-EN 1991-1-1+C2, vergelijking 6.3). Hiervoor worden gemiddelde materiaaleigen- schappen gebruikt. Daarna wordt de rekentoestand beschouwd en wordt de totale veiligheidsfactor bepaald en vergeleken met de gewenste veiligheidsfactor. Schotelanker In de Eurocode wordt het ponsdraagvermogen als functie van de (karakteristieke) cilinderdruksterkte of prismadruksterkte bepaald (vergelijking 6.3 in EC2). Daarom is de gemiddelde splijtsterkte omgerekend naar een gemiddelde prismadruk- sterkte fck,mean . Voor de schotel met 300 mm ‘dekking’ wordt in het vervolg gerekend met fck,mean = 32,4 MPa en voor de schotel met 550 mm ‘dekking’ met fck,mean = 30,3 MPa (gemiddelde sterkte). Volgens vergelijking 6.3 uit EC2 kan de maximale schuifspan- ning vmin worden bepaald volgens: vmin = 0,035 k3/2 ∙ fck 1/2 waarin: fck is karakteristieke cilinderdruksterkte in MPa k = 200 1 2,0 d + ≤ met d in mm. Het ponsdraagvermogen wordt bepaald volgens: VRd = vmin π dmin (4dmin + B) In de uitdrukking voor vmin wordt nu fck vervangen door fck,mean . Hiermee wordt nu het ponsdraagvermogen bepaald. Dit levert de volgende waarden voor respectievelijk dmin = 300 mm en 500 mm: dmin = 300 mm k = 1 + (200/300)0,5 = 1,82; vmin = 0,489 MPa VRd = 0,489 π 300 (4 ∙ 300 + 350) = 715 000 N = 715 kN dmin = 550 mm k = 1 + (200/550)0,5 = 1,60; vmin = 0,391 MPa VRd = 0,391 π 550 (4 ∙ 550 + 350) = 1 723 000 N = 1723 kN 3
  4. 4. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3) 8 2015 53 3 Reductiefactor kr om ponsdraagvermogen voor schotelankers te bepalen 4 Pull-out-conussen van twee proefstukken met paal met ribbels [3, 5] conus komt overeen met de nu gehanteerde ponstoets in CA 77. De gemiddelde uittrekkracht (zes proeven) was gelijk aan 2364 kN, terwijl de paalstukken over 500 mm, de dikte van de betonplaat, waren ingestort. Een berekening volgens de pons- toets (toets G2) levert 1406 kN als uittrekkracht VRd op. Opge- merkt wordt dat voor dmin de volledige dikte van 500 mm is gebruikt. Ook nu moet de centrale veiligheid gelijk zijn aan minimaal 2. Dus geldt: 1,2 ∙ 1,25 ∙ (Vexp / VRd ) = 2. Dit resulteert in 1,2 ∙ 1,25 ∙ 2364 / 1406 = 2,8, wat ruim voldoet. Dwarskracht In de vorige CA 77 was geen dwarskrachttoets opgenomen. Dit leidde tot vragen bij toetsende instanties. Door de toenmalige CUR-commissie was aangenomen dat geen dwarskrachtbreuk kon optreden in de ongewapende owb-vloer. Deze aanname is gebaseerd op het feit dat bij afschuifbuigbreuk een schuine VRd = 620 kN bij 300 mm dekking met Vexp / VRd,c = 1018 / 620 = 1,64 > 1,33 voldoet. VRd = 1478 kN bij 550 mm dekking met Vexp / VRd,c = 1680 / 1478 = 1,14 < 1,33 voldoet niet. De VRd bij een dekking van 550 mm moet worden gecorrigeerd (verlaagd) met een factor 1,14/1,33 = 0,85. Het blijkt dat het ponsdraagvermogen (ruim) voldoende veilig wordt bepaald bij een ‘dekking’ van 300 mm, maar een correctie van 0,85 nodig is bij een dekking van 550 mm. Hoe de veilig- heid bij een grotere dekking (dikkere owb-vloer) verloopt, is niet experimenteel bepaald. De verwachting is echter (geba- seerd op de twee eerder berekende waarden) dat ook bij grotere dekkingen de veiligheid niet voldoende is. Daarom is in CA 77 een variabele reductiefactor kr vastgesteld die moet worden vermenigvuldigd met de uitdrukking voor vmin (zie toets G4.a). Deze reductiefactor is grafisch weergegeven in figuur 3. Opmerking: de factor αcc,pl = 0,8, de reductiefactor rekenwaarde betondruksterkte bij ongewapend beton zoals genoemd in de nationale bijlage, is in de reductiefactor kr inbegrepen. Afgezien is om deze factor αcc,pl apart te benoemen, omdat gekozen is voor een variabele reductiefactor die begint bij een dekking van 300 mm. De centrale veiligheid is bij 300 mm dekking echter ruim voldoende (1,5 ∙ 1,62 = 2,23 > 2,0) om ook daar bij een reductiefactor van 1 geen αcc,pl toe te passen. Veiligheidshalve is de betondrukspanning in de owb-vloer ten gevolge van de stempelkracht op 0 aangenomen. Met de voorgestelde reductiefactor wordt een voldoende grote veiligheidsfactor verkregen voor grotere dekkingen (dikkere owb-vloeren). Dit is aangetoond tot een dekking van 550 mm en deze trend is geëxtrapoleerd naar grotere dekkingen. Door het ontbreken van experimentele resultaten voor grotere dekkingen kan de veiligheid niet worden bewezen, maar wordt aangenomen dat de trend voldoende is ‘afgedekt’. Verder wordt opgemerkt dat bij grotere dekkingen de trekcapaciteit van de trekstaaf bepalend is voor de maximale ponskracht, zodat de veiligheid ook bij grotere vloerdikten voldoende moet zijn. Palen met ribbels De experimenten op palen met ribbels zijn ‘hol’ uitgevoerd: deze palen worden van ‘onderaf’ door een trekelement met kopplaat door het proefstuk heen geduwd. Na het bereiken van de maximale belasting wordt uiteindelijk de betonpaal met omhullende betonconus uit de betonvloer getrokken (foto 4). Er is geen sprake van lokaal afschuiven op de grenslaag beton- paal – betonvloer, zoals aangenomen was in de vorige CA 77. Het bezwijkbeeld wordt ‘pull-out’ genoemd, en de uitgetrokken 4a 4b
  5. 5. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3)8 201554 5b 6b 5a 6a betonpalen; overige verbindingsdetails zijn hiervan afgeleid. Per verbindingstype zijn diverse rekenmodellen opgesteld waarmee vanuit een lineaire BGT-berekening iteratief het kritieke punt van het UGT-bezwijkmechanisme (1/8 qEd l2 = NEd × hefboomsarm z) is benaderd in een fysisch niet-lineair model. Visuele weergaven van de belangrijkste modelresultaten zijn gepresenteerd in figuur 5 en 6. De ondersteuningen aan de linkerzijde van het model kunnen geen trek opnemen, vandaar de fysische niet-lineariteit. Het kritieke punt is bepaald door het criterium van een driehoekig verloop van de reactie aan de linkerzijde. Bij de schotel is de reactie driehoekig, bij de ribbels ontstaat eveneens een driehoekig spanningsverloop maar de verschillende vlakken van de ribbels vertroebelen dat beeld. Voor de schotelverankering volgt een boogaanzet die bij bena- dering vertrekt vanuit het hart van de schotel. Ook voor de prefabbetonnen ribbelpaal ligt de geboorte van de drukboog aanmerkelijk hoger dan het midden van de vloer. In boven- staande modellen wordt echter geen rekening gehouden met fysieke beperkingen vanuit materiaaleigenschappen, de beperkte breedte van het verankeringselement in de lange rich- ting en uitvoeringstoleranties. In de vertaling naar ontwerpregels zijn deze aspecten uiteraard wel beschouwd; ze worden hierna één voor één belicht. Hoogte boogaanzet Fysieke beperkingen volgen uit de betondruksterkte van het beton en de krachtsinleiding in het trekelement. Net als voor de betondrukzone in het vloerveld, wordt ter plaatse van de treke- lementen uitgegaan van een driehoekig spanningsverloop. Voor de prefab-betonpalen geldt dat de kracht vanuit de druk- boog moet worden ingeleid in de wapening van de paal. Ervan scheur alleen kan optreden in gewapend beton, waarbij de wape- ning goed is aangehecht aan het omringende beton zoals bij geprofileerd wapeningsstaal het geval is. Daarom is het twijfel- achtig of zo’n schuine scheur bij ongewapend beton wel kan optreden. Echter, bij toetsing volgens EC2 wordt in hoofdstuk 12 voor ongewapend beton toetsing op dwarskracht geëist. Eigenlijk toetst men dan of afschuiftrekbreuk optreedt. Omdat deze laatste toets een grotere rekeninspanning oplevert, is in CA 77 nu toch eerst een eenvoudige toets op afschuifbuigbreuk ingevoerd. Hier- voor heeft men de uitdrukking voor de vmin gebruikt die een absolute ondergrens bepaalt van de dwarskrachtcapaciteit. Voldoet deze toets (stap 1 toets C1) dan voldoet de owb-vloer en anders moet men de toets op afschuiftrekbreuk uitvoeren die dan een hogere dwarskrachtcapaciteit oplevert (zie CA 77 bijlage A stap 2, toets C2.a en stap 3, toets C2.b). Inwendige hefboomsarm in de UGT korte richting (toets B2) Het vermoeden bestond dat de aanname in [1] van een boog- aanzet in het midden van de vloer voor veel situaties overmatig conservatief is. Bovendien zou het type verbindingselement (bijvoorbeeld ribbels of schotels) hier een grote invloed op kunnen hebben, waardoor een differentiatie wenselijk zou zijn. Analyse De geboorte van de boogaanzet ter plaatse van de verbinding met de trekpaal is bij de herziening van CA 77 onderzocht met een 2D-schijfmodel dat een beeld geeft van het verloop van de krachten en spanning over de hoogte van de betonvloer in de korte richting. Het onderzoek was primair gericht op schotelverbindingen van ankerpalen en ribbels van prefab- 1000,0 0,0 -500,0 -1000,0 -1500,0 -2000,0 -3000,0 -3500,0 -4000,0 -4500,0 -5000,0 -5500,0 -6000,0 -7000,0 -12 163,8 60,7 -400,0 -800,0 -1200,0 -1600,0 -2000,0 -2400,0 -2800,0 -3200,0 -3600,0 -4000,0 -4400,0 -4800,0 -5200,0 -5600,0 -6347,1 n2 [kN/m] n2 [kN/m]
  6. 6. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3) 8 2015 55 5 Verloop normaaldrukspanning in model met schotelverankering voor (a) BGT over vier stramienmaten in lineair model en (b) UGT voor half stramien Lx in niet-lineair model 6 Verloop normaaldrukspanning in model met prefab ribbelpalen voor (a) BGT over vier stra- mienmaten in lineair model en (b) UGT voor half stramien Lx in niet-lineair model 7 Weergave van grond- en waterdruk die bijdragen aan de stempeldruk Membraanwerking (toets B3) Bij ontwerpen conform CA 77:2001 gaf het drukbogensysteem voor ondiepe bouwkuipen met slappe ankers vaak geen bevre- digend resultaat. Binnen het traject van herziening is onder- zocht of voor dit toepassingsgebied optimalisatie mogelijk is door de bijdrage vanuit membraanwerking in rekening te brengen. Herkomst stempelkracht Voor de dimensionering van een ongewapende owb-vloer is de aanwezigheid van normaaldrukkracht van groot belang. Deze druk is afkomstig uit de grond- en waterkerende functie van de keerwand. Het effect van de grondkerende functie is echter beperkt omdat de bouwkuip reeds in den natte is ontgraven voorafgaand aan de stort van de owb. Een belangrijk deel van de stempeldruk is derhalve afkomstig uit de waterdruk ten gevolge van het leegpompen. Daarnaast kan een significant deel van de stempeldruk voortkomen uit passieve gronddruk ten gevolge van buiging in de damwand. Deze twee bijdragen zijn schematisch weergegeven in figuur 7. Bezwijkmechanisme B met membraanwerking (toets B3) In hoofdstuk 7.4.2 en bijlage A2 en B4 van CA 77:2014, evenals in [7] wordt de membraanwerking uitgebreid beschouwd. Toch blijkt er behoefte te bestaan aan verduidelijking en/of toelich- ting hierop. Op basis van de minimaal aanwezige normaaldrukkracht uit stempelwerking (zie bovenstaande) is de veiligheid van de constructie gegarandeerd tegen bezwijken volgens toets B2. Een belangrijke toevoeging in CA 77:2014 is toets B3 waarin aanvullend het gunstige effect van membraanwerking kan worden meegenomen. uitgaande dat de palen worden gesneld op een geringe afstand boven de owb-vloer, moet de verankeringslengte in de vloer aanwezig zijn. Er is afgeleid dat 300 mm voor een gangbaar ontwerp van een prefab-betonpaal altijd voldoende is om de trekkracht de paal in te leiden. Indien de verankeringslengte van de wapening in de paal bekend is, mag worden afgeweken van 300 mm. Er zijn ook vraagtekens te zetten bij de uniforme aanwezigheid en kwaliteit van de beton tussen de ribbels en onder de schotels; deze effecten worden beperkt geacht en zijn daarmee voldoende afgedekt door de aan te houden materiaal- factoren en toleranties. Voor de boogaanzet bij gladde palen zie bij ‘Gevolgen voor dimensionering’. Breedte boogaanzet Door de beperkte breedte van het verankeringselement in de lange richting geldt, in tegenstelling tot het spanningsverloop in het vloerveld, dat de normaaldrukkracht zich via de druk- boog zal centreren rond de breedte van het verankeringselement. Het is echter overmatig conservatief te veronderstellen dat de normaaldrukspanning zich volledig centreert over de breedte van het verbindingselement. Op basis van DIANA-volumemo- dellen volgt dat de meewerkende breedte, voor een gangbare geometrie van owb-vloeren, minimaal 60% van de stramien- maat in langsrichting (Ly ) bedraagt [2]. Binnen de formulering van de minimaal benodigde betondrukzone ter plaatse van het trekelement, is derhalve de factor 0,6 opgenomen in CA 77 bij toets B2 (uitdrukking xstpt = 2 NEd / (fcd,pl 0,6)). Uitvoeringstoleranties Naast de uitvoeringstoleranties op de vloerdikte (tolonder en tolboven ) is in de herziene CA ook een tolerantie geïntroduceerd voor de plaatsingshoogte van een verankering (tolverankering). Aanvullend zijn randvoorwaarden geformuleerd voor de diep- teligging p van de schotel. Hiermee wordt afgedwongen dat schotels in de bovenste helft van de vloer worden geplaatst en, in theorie, niet boven de vloer zullen uitsteken. Voor ribbel- palen die door de vloer heen steken, wordt veiligheidshalve uitgegaan van de meest ongunstige ligging van de bovenkant van de vloer én de bovenste ribbel. Gevolgen voor dimensionering Voor gladde palen is de hoogte van de boogaanzet onzeker. Daarom is ervoor gekozen om voor palen zonder speciale verbindingsdetaillering vast te houden aan de boogaanzet halverwege de vloerdikte conform [1]. Aanvullend is voor dit type verbinding de toelaatbare schuifkracht over het verbin- dingsvlak drastisch verlaagd. Het toepassen van gladde palen is hierdoor slechts in zeer uitzonderlijke situaties acceptabel. Afgezien van gladde palen leidt de herziene rekenregel tot optimalisatie van de vloerdikte in het geval dat de vloer wordt gedimensioneerd op drukboogwerking. –––= waterdruk = σp –––= passieve horizontale gronddruk = σv,eff ∙ Kp , met σv,eff = σv,totaal – σp σv,totaal σp σp stempel vervormde keerwand OWB 7
  7. 7. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3)8 201556 L F0 ∞stijf tol2 p xstpt ∞stijfstijfheid = xveld tol1 qu0 h /2gem h /2gem ƒcd,pl ƒcd,pl positie keerwand positie keerwand ∆F Ftot q u ∆u ∆u ∆u ∆u F0 ƒcd,pl tol2 p xstpt A 2 = A xveld ƒcd,pl tol1 + av Ftot = F0 + A = A 1 L F0 ∞stijf tol2 p xstpt ∞stijfstijfheid = xveld tol1 qu0 h /2gem h /2gem ƒcd,pl ƒcd,pl positie keerwand positie keerwand ∆F Ftot q u ∆u ∆u ∆u ∆u F0 ƒcd,pl tol2 p xstpt A 2 = A xveld ƒcd,pl tol1 + av Ftot = F0 + A = A 1  8 Drukbogensysteem zonder membraanwerking conform toets B2 (a) en met membraanwerking conform toets B3 (b)  9 Bepaling membraanveer in D-Sheet Piling met u1 na leegpompen met vloerstempel (model 1) en bepaling u2 met stempelkracht Fstempel + ΔF in de fase gelijktijdig met leegpompen (model 2) 10 Stort van onderwaterbeton voor het Groninger Forum foto: Marique Ruijs, BAM Infraconsult De membraanveer volgt uit: kmembraan = ΔF / Δu met Δu = (u1 – u2 ) De basis van de methodiek gaat uit van een keerwandbereke- ning in D-Sheet Piling (verificatiestap 6.5 van CUR166) waarbij de owb-vloer is gemodelleerd als een stempel of grondlaag. Uit deze modellering volgt een Fstempel (zonder ΔF) bij een horizon- tale vervorming u1 op hmin / 4 van de owb-vloer. Het moment van scheurvorming in de vloer is onzeker; de kans is groot dat dit al tijdens het leegpompen gebeurt. De membraanveer moet dus níét worden bepaald door in D-sheet Piling een fase toe te voegen ná het leegpompen met ΔF. Hiermee zou men de damwand namelijk eerst maximaal laten vervormen om deze vervolgens tegen de gronddruk in terug te drukken, waardoor de bijdrage vanuit de passieve gronddruk zou kunnen worden overschat. De waarde van u2 bij Fstempel + ΔF moet daarom in een aanvullende berekening worden bepaald waarbij in de fase met leegpompen gelijktijdig het vloerstempel wordt vervangen door een kracht gelijk aan Fstempel + ΔF. Voor de bepaling van deze veerkarakteristiek is een goede afstemming vereist tussen constructeur en geotechnicus. De membraanveer heeft, zoals bijna altijd bij stijfheden vanuit grond, geen lineaire karakteristiek. In het mechanicamodel van toets B3 kan deze echter wel zo worden beschouwd. De membraanveer moet dan iteratief worden bepaald: de waarde van ΔF die gemodelleerd is in D-Sheet Piling moet overeenko- men met de benodigde waarde van ΔF in het mechanicamodel van toets B3. De resulterende krachtswerking in de keerwand De start van toets B3 is toets B2 zonder extra horizontale verplaatsing (fig. 8a). Voordat daadwerkelijk bezwijken kan optreden, is vervorming nodig. Hiervoor wordt het mecha- nisme beschouwd volgens figuur 8b. Opwaartse verplaatsingen als gevolg van scheurrotatie gaan gepaard met horizontale ‘verlenging’ van de vloer. Deze verlenging kan leiden tot: 1. een vermindering van de maximale keerwandvervorming, indien de verlenging beperkt is en de scheurvorming tijdens het leegpompen optreedt; 2. een vervorming tegen het grondmassief in, indien de verlen- ging van de vloer groot is en/of scheurvorming optreedt na het leegpompen (en nadat de keerwand maximaal is vervormd). De indrukking van de keerwand leidt tot een extra drukkracht vanuit de keerwand op de vloer, membraanveer genoemd. In geval van 1) komt de membraanveer voort uit actief grond- gedrag. In geval van 2) draagt ook passieve gronddruk bij aan de waarde van de membraanveer. In bijlage B4 van CA 77 is beschreven hoe de membraanveer op een veilige wijze kan worden bepaald met behulp van het softwareprogramma D-Sheet Piling. In de beschreven methodiek wordt rekening gehouden met bovenstaande aspecten. Vanwege membraan- werking zal de normaaldrukkracht toenemen, waardoor de bezwijkveiligheid volgens toets B3 in veel gevallen hoger blijkt te zijn dan toets B2. In toets B3 is de membraanveer een belangrijke parameter. In bijlage B4 van de aanbeveling [4] is een methodiek voorgesteld om de horizontale membraanveer te bepalen. Verkrijgbaarheid CUR-Aanbeveling 77 CUR-Aanbeveling 77‘Reken- regels voor ongewapende onderwaterbetonvloeren’is verkrijgbaar op www.cur-aan­bevelingen.nl. Voor Cement- abonnees is CA 77 ook gratis toegankelijk op www.cement­online.nl. 8
  8. 8. Herziening CUR-Aanbeveling 77 (3) 57 Gebleken is dat het verhogen van de boogaanzetten en de mobi- lisatie van membraanwerking hebben geleid tot geoptimaliseerde doch acceptabele vloerdikten voor ondiepe bouwputten. De extra ontwerpinspanning is wel enigszins complex en vraagt om een nauwlettende afstemming op het raakvlak met geotechnische aspecten. Vooralsnog is voor het rekenen met membraanwerking een veilige begrenzing ingesteld voor bouwkuipen waarbij de waterdruk onder de vloer niet groter is dan 10 m waterkolom gemeten vanaf de bovenkant van de owb-vloer. Tot slot De nadere beschouwing van pons en dwarskracht, de hoogte van de boogaanzet in de korte richting en de membraanwerking geeft inzicht in de achtergronden voor de drie specifieke onderwerpen. Hierdoor wordt het tevens makkelijker om ook bij situaties die afwijken van de standaardsituaties die in CA 77 worden behan- deld, de rekenregels verantwoord toe te passen. In het volgende en tevens laatste artikel zal CA 77 worden gedemonstreerd aan de hand van een aantal rekenvoorbeelden.  ☒ moet eveneens worden getoetst. Vloeien van staal in de keer- wand moet worden uitgesloten. Bovenstaande beschrijving ziet er in een stappenplan (uitgebreider dan in CA 77) als volgt uit: 1. Het beginpunt is een D-Sheet-berekening met modellering van de owb-vloer als stempelconstructie op hmin / 4 (model 1). 2. Lees uit model 1 de bijbehorende verplaatsing af in de fase van het leegpompen ter hoogte van hmin / 4, dit is u1 ; lees ook af de stempelkracht Fstempel. 3. Maak een kopie van het bestand van model 1 waarbij in de fase van het leegpompen het stempel is vervangen door een kracht ter grootte van Fstempel + ΔF (model 2). 4. In de berekeningsresultaten van model 2 volgt een iets kleinere verplaatsing van de keerwand in de fase van het leegpompen ter hoogte van hmin / 4, te weten u2 . 5. De membraanveer volgt uit: kmembraan = ΔF / Δu met Δu = u1 – u2 . 6. Om van bovenstaande karakteristieke/BGT membraanveer een veilige rekenwaarde te maken, moet deze worden gedeeld door een veiligheidsfactor 2,0. 7. Controleer of de minimaal benodigde waarde van ΔF overeen- komt met de waarde in D-sheet en verifieer dat de keerwand voldoet zonder vloeien. vervangen door ● LITERATUUR 1 CUR-Aanbeveling 77:2001 Reken­ regels voor ongewapende onder- waterbetonvloeren. SBRCURnet, Gouda. 2 Kwaaitaal, G.J.J.,Krachtswerking en scheurvorming in onderwater­ betonvloeren, Rapport BSRAP-R- 01023. Bouwdienst Rijkswaterstaat, juli 2001 (tevens afstudeerverslag TU Delft, Civiele Techniek, Beton- constructies). 3 Braam, C.R., Veen, C. van der, Uittrekproeven op een schotel­ verbinding in een onderwaterbe- tonvloer, Stevinrapport 25.5-03-03, september 2003. 4 CUR-Aanbeveling 77:2014 Reken­ regels voor ongewapend onder­ waterbetonvloeren. SBRCURnet, Gouda. 5 Braam, C.R., Veen, C. van der en Boer, A. de, Trekelementen in onderwaterbetonvloeren. Onder- zoek naar bezwijkvorm en draag- vermogen. Cement 2013-3. 6 Hagenaars, P.A., Galjaard, J., Veen, C. van der, Herziening CUR-Aan­ beveling 77 (1). Cement 2013/3. 7 Hagenaars, P.A., Galjaard, J., Veen, C. van der, Winter, E.P.J. de, Herzie- ning CUR Aanbeveling 77 (2). Cement 2015/3. 9 10

×