Invalid license: Your evaluation license of Refined expired.

POVM > Vragen en Antwoorden

Zit uw vraag er nog niet bij? Stel uw vraag dan aan povm@deltares.nl.

Antwoorden met de status 'VOORLOPIG' zijn nog niet beoordeeld en vastgesteld door de redactieraad en waar nodig ook door de omringende expertgroep.

De vragen en antwoorden zijn als volgt gerubriceerd:

Gebruik de zoekfunctie in uw browser om specifieke termen op deze pagina te vinden.



Algemeen

Waarvoor zijn de POVM publicaties toepasbaar?

Wanneer geen ruimte is voor een traditionele versterking van een primaire waterkering in grond, geven de POVM publicaties  aanwijzingen om verschillende alternatieve stabiliteitsverhogende technieken te kunnen ontwerpen, beoordelen en beheren, en om de actuele sterkte voorafgaand zo scherp mogelijk te kunnen beoordelen. De gegeven aanwijzingen beperken zich grotendeels tot een ontwerp en beoordeling voor de functie 'waterkeren', binnen de kaders van de Waterwet.

Is toepassing van de POVM publicaties verplicht?

Er bestaat geen wettelijke verplichting om de POVM publicaties toe te passen. De opdrachtgever bepaalt daarom zelf hoe de (deel)tekst van de POVM publicaties moet worden geïnterpreteerd door de opdrachtnemer.   De formuleringen in de PPL, PPV en PPE zijn wel zo gekozen dat ze als voorschrift gebruikt kunnen worden, voor het geval de opdrachtgever daarvoor kiest.

Moet een ontwerp op binnenwaartse en buitenwaartse stabiliteit ook voldoen aan de Eurocode?

Anno 2020 wordt een aangepaste tekst in de nieuwe Regeling Bouwbesluit voorzien. Daarin zal naar verwachting uitsluitend de Waterwet van toepassing zijn voor de functie 'waterkeren'. Voor de overige functies blijft het bouwbesluit wel gelden. Er zijn voor de functie 'waterkeren' dan niet langer dubbele beoordelingen nodig. De ingangsdatum van deze aanpassing is nog niet bekend.   Het achtergrondrapport Consequenties Eurocode beschrijft hoe intussen dubbele beoordelingen voor de functie 'waterkeren' kunnen worden vermeden, door aan te tonen dat een waterkering die is ontworpen volgens de Waterwet minstens dezelfde mate van veiligheid bezit als vanuit het Bouwbesluit vereist is (gelijkwaardigheidsbeginsel).

Terug naar boven




Publicatie Langsconstructies (PPL)

Knik en tweede-orde momenten

Wat moet ik doen wanneer de kniktoets volgens NEN-EN1993-5 ontwerpbepalend wordt?

Voor het geval dat de kniktoets volgens NEN-EN199305 ontwerpbepalend wordt, is in § 11.8.5 en bijlage F van de PPL aangegeven hoe de twee-orde effecten ook op een doorgaans minder conservatieve wijze in rekening kunnen worden gebracht met hulp van een geometrisch niet lineaire EEM berekening (updated mesh). Zie ook: POVM Kennisdocument - Controle op knik en 2e orde effecten in stabiliteitsverhogende langsconstructies.

In Bijlage F (Berekening tweede orde momenten) wordt gerefereerd aan de elastische weerstand. Waarom is dit niet de plastische weerstand? Verder wordt de kniklengte beschreven als de afstand tussen ankerbevestiging en damwandteen. Waarom is dit niet de afstand tussen de momentnulpunten?

Zoals in het vorige antwoord al aangeduid, beschrijft Bijlage F de mogelijkheid voor directe bepaling van  twee-orde momenten, als alternatief voor een knikcontrole volgens NEN-EN199305. In deze beschrijving wordt gerefereerd aan het elastische weerstandsmoment, omdat dit in lijn is met de PPL eis dat de vloeispanning in de uiterste vezel niet mag worden overschreden. Zie ook § 5.7 van de PPL.

In bijlage F wordt de  'kniklengte' gebruikt in de formule voor het additionele moment door initiële imperfectie. Daarbij is de impliciete veronderstelling dat de stabiliteitswand altijd in dezelfde knikvorm wordt gedwongen, onafhankelijk van de (in praktijk wel aanwezige) zijwaartse ondersteuning vanuit de slappe grond. Voor deze vaste knikvorm geldt de afstand tussen de momentnulpunten inderdaad als de theoretische definitie voor de kniklengte. Zie verder ook Hartsuijker en Welleman (2016).

Terug naar boven

Kistdam

In de PPE/PPL is het onduidelijk of de kistdam vulling getoetst moet worden conform CUR. In PPL par 15.1 staat hier wat over maar dit blijft onduidelijk. Zijn hierover nieuwe inzichten beschikbaar?

Het toetsen van de kistdamvulling staat in H20 van de PPL benoemd als kennisleemte. Sindsdien is daarin nog niets veranderd. In H20 staat verder: Voor de onderwerpen waar de huidige PPL versie nog onvoldoende handvatten geeft moeten de opdrachtgever en/of de opdrachtnemer binnen elk dijkversterkingsproject intussen zelf  nadere keuzes maken. Een goed vastgelegde en gevalideerde onderbouwing is daarbij vereist, waar mogelijk ondersteund door specifieke kwaliteitscontroles tijdens en na uitvoering. Aan de opdrachtgever wordt aanbevolen om de benodigde onderbouwing en de uit te voeren kwaliteitscontroles te laten opstellen of valideren door deskundige partijen, die daartoe door de opdrachtgever zelf moeten worden aangewezen (zie ook bijlage D). Het is dus vooralsnog aan opdrachtnemer en opdrachtgever zelf om hierin keuzes te maken en om deze keuzes voldoende te onderbouwen en te laten controleren.

Toepassing van kistdammen is anno 2020 voorzien binnen verschillende versterkingsprojecten. Voor het toetsen van kistdamvulling zijn daarbij binnen de projecten al 'best practices' ontwikkeld.  Het in dit gebruikersplatform projectoverstijgend delen van deze 'best practices'  wordt daarom aangemoedigd.

Hoe moet ik controleren op verticaal evenwicht wanneer de onderling verbonden wanden van de kistdam zo dicht bij elkaar staan dat de kistdam als samengestelde ligger gaat werken, waarbij door buiging een trekkracht in een van de wanden ontstaat?

De PPL voorziet niet direct in een dergelijke situatie. Maar wanneer de zandlaag ook een trekkracht moet kunnen leveren, dan moet daarop uiteraard wel passend worden gecontroleerd.

Waar moet ik bij een kistdamontwerp extra op letten?

Met een ontwerp of beoordeling van een kistdam volgens PPL en PPE is nog weinig ervaring opgedaan.  Maar ten opzichte van een enkelvoudige wand moet er bij een kistdamontwerp in ieder geval extra aandacht worden gegeven aan de volgende zaken:

  • De interactie tussen de wanden via ankers en tussenliggende grond;
  • De modellering van de kistdamvulling en de impact van zettingen daarop;
  • De invloed van de initiële spanningstoestand;
  • De te beschouwen belastingcombinaties om tot maatgevende krachten te komen;
  • De invloed op de geohydrologie.

Zie verder ook het 'Technisch rapport kistdammen en diepwanden in waterkeringen', uit 2004. De daarin beschreven veiligheidsbenadering en de aanwijzingen voor het modelleren van grondsterkte en voor eindige-elemententoepassing sluiten echter niet meer voldoende aan op wat anno 2020 wordt voorgeschreven in het WBI en in de PPL en de PPE  (kennisleemte).

Toepassing van kistdammen is anno 2020 voorzien binnen verschillende versterkingsprojecten. Voor het tijdens het ontwerp toepassen van de PPL en PPE zijn daarbij al 'best practices' ontwikkeld.  Het in dit gebruikersplatform projectoverstijgend delen van deze 'best practices'  wordt daarom aangemoedigd.

Terug naar boven

Ankerkracht

De PPL stelt in Bijlage B.1 (berekening extra ankerkracht door zakkende grond) dat de waarde van de invloedsfactor α altijd gelijk is aan 9 bij het bepalen van de belasting door zakkende grond op ankerstangen. Deel 2 van de CUR166 (paragraaf 4.9.13) stelt echter dat de factor bij horizontale ankerconstructies (kistdammen en ankerschotten) gelijk is aan 5.

De invloedsfactor αgrond bepaalt de maximale belasting van de grond op het anker, gegeven een ongedraineerde schuifsterkte. Uit experimenteel onderzoek  is gebleken dat een invloedsfactor αgrond gelijk aan 9 zowel van toepassing is voor schuine als voor horizontale ankerconstructies. Dit onderzoek is gerapporteerd in: Ontwerp stabiliteitsschermen (type II) in primaire waterkeringen (groene versie), Achtergronden, concept rapport nr. 1205887-000-GEO-0012, versie 5.

Bij de berekening van de extra ankerkracht door zakkende grond moet volgens de CUR166 rekening worden gehouden met een stijfheid k' van de door de grond ondersteunde wand. De CUR166 geeft voor de k' een formule die is gebaseerd op een elastisch ondersteunde ligger. Deze formule is echter afgeleid voor een horizontale ankerligging en voldoende gronddekking op het anker. Daaraan wordt doorgaans niet voldaan. Mag deze k' daarom wellicht direct worden bepaald uit de eindige-elementenberekening, als de verhouding tussen de ankerkrachttoename in fase 3b en de daarbij optredende verkorting van het anker?

In de formules van CUR166 deel 2 par 4.9.13 wordt uitgegaan van horizontale ankerstaven. In deze formules wordt de k'   gerelateerd aan de horizontale beddingsconstante c en de golflengte λ,  onder voorbehoud dat de gronddekking op de ankerstaaf meer dan 1,5 keer de golflengte moet bedragen. De CUR166 geeft inderdaad geen aanwijzingen voor het geval dat de gronddekking minder is. Of en hoe de waarde van k'  uit PLAXIS berekeningen zou mogen worden afgeleid is op dit moment onderwerp van discussie. Bij deze kennisleemte spelen de volgende vragen.

  • Het is nog niet helemaal duidelijk hoe de in CUR166 gegeven uitdrukking voor k' precies geïnterpreteerd moet worden. De in de CUR166 gegeven uitdrukking blijkt namelijk een factor 2 kleiner dan de waarde die kan worden afgeleid uit de theoretische oplossing voor de zakking direct onder een puntlast op een doorgaande elastisch ondersteunde buigligger.
  • Afgezien van de nog te verhelderen definitie van bestaat ook nog geen brede consensus over het eventueel mogen bepalen van de veerstijfheid ter plaatse van de ankergording uit een PLAXIS berekening. Alvorens daarover consensus kan ontstaan, zal voor een aantal representatieve gevallen eerst moeten worden onderzocht hoe de vergelijking met de CUR166 uitdrukking uitvalt bij geschikte keuzes voor:
    • de grondeigenschappen;
    • de op voorhand geschatte extra ankerkracht door zakkende grond;
    • de spanningscondities bij het aanbrengen van deze op voorhand geschatte extra ankerkracht;
    • de verplaatsingsrichting waarin de veerstijfheid werkt;
    • de te kiezen waarde van de veerstijfheid wanneer de kracht-verplaatsingsrelatie bij het aanbrengen van de extra ankerkracht niet-lineair blijkt;
    • de eventueel toe te passen modelfactor.
  • Ter validatie en ter bepaling van de modelfactor zijn ten slotte voor een aantal representatieve gevallen vergelijkingen nodig tussen het kracht-verplaatsingsverloop uit PLAXIS en de gemeten verplaatsing als gevolg van een extra voorspankracht op een aantal naast elkaar liggende ankerstaven. Het aantal extra voor te spannen staven moet voldoende zijn om midden tussen ankerstaven geen significante 3D effecten meer te registeren in de gemeten gordingverplaatsing.

Per oktober 2020 is de vraag naar handvatten voor bepaling van k'  binnengekomen vanuit verschillende praktijkprojecten. Het effect van de k'  waarde op de ontwerpwaarde voor de ankerkracht is groot. Hierom wil de redactieraad met de belanghebbende partijen op zo kort mogelijke termijn tot nadere aanwijzingen en voorbeelden komen, die worden neergeslagen in een nieuw kennisdocument mbt extra ankerkracht door zakkende grond.

Moet bij de berekening van de ankerkracht na ankeruitval wel of niet een schematiseringsfactor worden meegenomen? De PPL tekst geeft daarover tegenstrijdige informatie in tabel 4.2 (niet), voetnoot 9 op bladzijde 52 (niet) en in tabel 4.3 (wel).
In de PPL worden verschillende schematiseringfactoren onderscheiden, waaronder een geotechnische schematiseringsfactor op de grondsterkte  (γb;GEO) en een voor het constructief ontwerp benodigde schematiseringsfactor op de ankerkracht (γb;STR). De ankerkracht tbv ankeruitval moet conform § 11.9.5 worden bepaald in rekenstap 4b, dus zonder toepassing van de geotechnische schematiseringsfactor.  In § 11.9.5 staat verder: bij deze toets zijn de belastingeffect-factoren op de snedekrachten gelijk aan 1,0Dit correspondeert met voetnoot 9 en tabel 4.2, maar is inderdaad niet eenduidig met de tekst in tabel 4.3.  De juiste tekst in tabel 4.2, voetnoot 9 en § 11.9.5 zou daarom moeten zijn dat alle belasting-effectfactoren gelijk aan 1 zijn, uitgezonderd de schematiseringsfactor op de ankerkrachtb;STR). De schematiseringsfactor op de ankerkracht  moet dus wel worden toegepast.
In bijlage B.1.3. van de PPL wordt de modelfactor voor geval 1 in afwijking van CUR166 op β=24 gesteld in plaats van op β=4π2. Voor geval 2 wordt β niet beschreven en wordt verwezen naar de methode conform CUR166. Moet ik bij geval 2 nu de factor 4π2 aanhouden en op basis van deze factor de y0 bepalen t.b.v. daarop volgende bepaling van α?. Of moet ik bij geval 2 de factor 24 aanhouden, zodat y0 overeenkomt met de y0 uit geval 1?

Zowel in geval 1 als in geval 2 moet een waarde β=24 worden aangehouden,  in combinatie met een modelfactor γzb op de extra ankerkracht. Zolang de ankerhelling groter is dan dan 40 geldt volgens de PPL: γzb=1,25. Indien de ankerhelling kleiner is geldt γzb=1,4. De in de PPL gegeven waarde voor γzb geldt onder aanname dat de q0  gelijk is aan de amplitude van een virtuele sinusvorminge belasting en dat deze amplitude uit de equivalente gelijkmatig verdeelde belasting wordt afgeleid met de volgende formule:

waarin:

Su  is de hoog-karakteristieke waarde van de ongedraineerde schuifsterkte [kPa]

D  is de diameter van de ankerstaaf (inclusief eventuele groutlaag) in [m]

αgrond  is de invloedsfactor die de belasting van de grond op het anker bepaalt op basis van een ongedraineerde schuifsterkte. Volgens de PPL geldt daarvoor altijd de waarde αgrond = 9.

θ  is de hoek van de ankerstaaf met de horizontaal [º].

De achtergrond voor de van de CUR166 afwijkende combinatie van β=24 met een extra modelfactor γzb=1,25 zal tentatief ook aandacht krijgen in het beoogde nieuwe kennisdocument mbt extra ankerkracht door zakkende grond (zie ook de vraag over k' ).

Is het nodig is om binnen het ankerontwerp de extra ankerkracht door zakkende grond mee te nemen in de wegvallende ankerkracht door ankeruitval?

Ja, dat is nodig. Er bestaat geen theoretische onderbouwing om in de wegvallende ankerkracht de bijdrage door zakkende grond te mogen verwaarlozen .

De PPL schrijft in paragraaf 11.9.5 overigens voor dat de wegvallende kracht moet worden herverdeeld naar uitsluitend de twee naastliggende ankers, die elk 50 % van de wegvallende kracht  opnemen. Dat is een gebruikelijke interpretatie van paragraaf 9.7 NEN-EN-1997, waarin staat dat moet worden gecontroleerd op de herverdelingscapaciteit bij het uitvallen van een enkel anker. Volgens de NEN-EN-1997 moet daarbij worden aangetoond dat de naburige ankers de ondersteuning kunnen overnemen.  De PPL interpretatie houdt dus geen rekening met het mogelijk opnemen van een deel van wegvallende ankerkracht door aangepaste reactie vanuit de aan de gording verbonden (en door grond ondersteunde) damwand en door de aan de gording verbonden verdergelegen ankers.

Terug naar boven

Gordingen

Is het nodig is om binnen het gordingontwerp in de wegvallende ankerkracht door ankeruitval de extra ankerkracht door zakkende grond mee te nemen?

Ja, dat is nodig.  Zie ook de vraag over wegvallende ankerkracht, hierboven.   De PPL beschrijft verder overigens niet hoe het effect van een wegvallende ankerkracht op de gording precies moet worden berekend, en hoe de interactie tussen ankers, gording, damwand en grond daarbij in rekening moet worden gebracht. 

Moeten gordingen van doorlopende damwanden ook d.m.v. boutverbindingen worden vastgemaakt?

Een boutverbinding is alleen vereist bij discontinue wanden (zie ook hierna, onder 'Discontinue damwanden').  Bij een doorlopende wand is een lasverbinding wel toegestaan.

In de OSPW waren gordingen voor onverankerde wanden nog niet verplicht. Hoe moet ik in de beoordeling omgaan met volgens de OSPW ontworpen onverankerde wanden met ontbrekende gording?

Voor het volgens de PPL beoordelen van bestaande wanden staan in H20 van de PPL een aantal kennisleemtes benoemd, waaronder het geval van een ontbrekende gording bij een bestaande discontinue wand. In H20 staat verder: Voor de onderwerpen waar de huidige PPL versie nog onvoldoende handvatten geeft moeten de opdrachtgever en/of de opdrachtnemer binnen elk dijkversterkingsproject intussen zelf  nadere keuzes maken. Een goed vastgelegde en gevalideerde onderbouwing is daarbij vereist, waar mogelijk ondersteund door specifieke kwaliteitscontroles tijdens en na uitvoering. Aan de opdrachtgever wordt aanbevolen om de benodigde onderbouwing en de uit te voeren kwaliteitscontroles te laten opstellen of valideren door deskundige partijen, die daartoe door de opdrachtgever zelf moeten worden aangewezen (zie ook bijlage D). Het is dus vooralsnog aan opdrachtnemer en opdrachtgever zelf om hierin keuzes te maken en om deze keuzes voldoende te onderbouwen en te laten controleren.

Terug naar boven

Wand-plasticiteit

Waarom mag bij de beoordeling van toelaatbaar moment geen gebruik worden gemaakt van de plastische capaciteit van de doorsnede?

VOORLOPIG

De PPL sluit in dit opzicht aan op wat eerder in de OSPW werd voorgeschreven. Onder welke voorwaarden de plastische capaciteit van de doorsnede eventueel zou mogen worden benut staat benoemd als kennisleemte in H 20 van de PPL.

Heeft het in de PPL voorgeschreven lineair-elastische materiaalgedrag van een damwand geen ongewenst gunstige invloed op de berekende stabiliteit?

De keuze voor  lineair-elastisch materiaalgedrag in alle rekenfasen is gemaakt omwille van eenvoud en eenduidigheid. Deze vereenvoudiging heeft naar verwachting een verwaarloosbare invloed op de nauwkeurigheid van de geotechnische stabiliteitsbeoordeling. De stapsgewijze uitleg daarvoor volgt hierna.

  • De PPL schrijft voor dat tijdens de constructieve toets geen damwandplasticiteit mag optreden. Tot en met deze toets levert het verwaarlozen van plastisch gedrag dus geen tekortkomingen op.
  • Tijdens een eventuele laatste rekenstap  moet worden gecontroleerd of de stabiliteitsfactor voor het 'basisscenario' groter of gelijk is aan een geotechnische schematiseringsfactor.  Bij een uitgekiend ontwerp heeft de schematiseringsfactor van het 'basisscenario' een waarde tussen de 1,0 en 1,1. In het geval van een schematiseringsfactor gelijk aan 1 vervalt de laatste stap.  De eventuele invloed van het verwaarlozen van damwandplasticiteit beperkt zich dus tot de laatste rekenstap, die alleen nodig is wanneer de geotechnische schematiseringsfactor groter is dan 1. 
  • Plasticiteit zal bij het gekozen profiel  in de laatste rekenstap pas optreden zodra het effect van de geotechnische schematiseringsfactor op het buigende moment, via de grondsterktereductie, groter wordt dan het effect dat de constructieve schematiseringsfactor en verdere belastingeffectfactor eerder al rechtstreeks heeft gehad op het buigend moment.  Verwacht wordt dat deze effecten in de praktijk dicht bij elkaar liggen, zodat de invloed van niet-lineair gedrag binnen de laatste rekenstap in praktijk verwaarloosbaar is.

Terug naar boven

Corrosie

Volgens de PPL zijn klasse 4 profielen niet toegestaan omdat elastisch moet worden getoetst. Vanwege de verschillende corrosietoeslag kunnen bepaalde profielen boven de grondwaterstand echter in klasse 4 vallen en daaronder in klasse 3. Mag dit profiel worden toegepast wanneer het maximale moment onder de grondwaterstand optreedt?
Het lijkt aanvaardbaar om klasse 4 boven de grondwaterstand toe te staan wanneer de momenten in die zone ruimschoots niet maatgevend zijn. Er moet echter nog wel worden vastgesteld wat daarbij de definitie is van 'ruimschoots'' en of het klasse 4 profiel eventueel mag worden getoetst als  een klasse 3 profiel met een  equivalente lagere vloeigrens (kennisleemte).
Waarom wordt in PPL paragraaf 5.9 voor ankerstangen een hogere corrosietoeslag voorgeschreven dan in het erratum op 'Handboek Kademuren' uit 2018? En waarom is de toeslag voor ankerstangen ook hoger dan voor damwanden?
In PPL § 5.9 staat: " Vanuit de NEN wordt een nieuwe Nederlandse Praktijkrichtlijn voor corrosie van ankersystemen verwacht, die anno 2020 echter nog niet beschikbaar is. Zodra beschikbaar, zal deze nieuwe richtlijn ook van toepassing zijn voor verankeringen van stabiliteitverhogende langsconstructies. Tot dat moment moet vooralsnog een corrosietoeslag van 0,06 mm per jaar (rondom) in rekening worden gebracht. Dat wil zeggen: een toeslag van 0,12 mm per jaar in diameter". Vanaf de beschikbaarheid van de NPR zal de in de NPR voorgeschreven waarde dus leidend zijn.

De reden waarom de NPR voor ankerstangen vermoedelijk een hogere corrosietoeslag zal voorschrijven dan voor damwanden staat in PPL § 5.9 als volgt omschreven : "Bij ankers kan naast algemene corrosie namelijk ook sprake zijn van putcorrosie, spanningscorrosie en andere vormen van corrosie. In tegenstelling tot bij damwanden bestaat er bij gecorrodeerde ankers geen mogelijkheid tot herverdeling van spanningen om zwakke plekken heen".

Terug naar boven

Discontinue damwanden

Is het noodzakelijk om dubbele planken van discontinue wanden door ponsen schuifvast te verbinden?

Ja, de PPL vereist bij openingen in de damwanden  inderdaad dat er mi­nimaal twee dubbele profielen in het slot worden geplaatst, die in de fabriek zijn geponst. De reden daarvoor is dat de volgens de PPL toe te passen factor 0,9 op het weerstandsmoment is gebaseerd op de aanname van schuif- en buigvastheid. Wanneer niet wordt geponst zou een lagere factor gehanteerd moeten worden, omdat het profiel in het discontinue wanddeel dan minder vormvast is en dus makkelijker kan afplatten. Welke factor dan gehanteerd moet worden is zonder nader onderzoek echter niet bekend. Wanneer geen geschikt materieel aanwezig is voor het drukken van dubbele planken en wanneer drukken toch wenselijk of nodig wordt geacht kan daarvoor dus niet op de PPL worden teruggegrepen.

Ponsen van dubbele planken is overigens niet vereist bij een doorlopende wand (zonder openingen).

Zijn de toets op snijden, correctiefactor (γ_open) = 0,9 en de gestelde eis aan openingen van maximaal 1,0m ook van toepassing op aan de onderzijde (in het zand) gestaffelde damwanden? De kortste planken zijn al 4 meter in het zand ingebed.

VOORLOPIG. De PPL behandelt niet het staffelen van de onderzijde van de damwanden.

  • Wanneer het doorgaande deel van de wand al 4 meter in het zand is ingebed, dan lijkt het acceptabel om daaronder (in het gestaffelde deel) openingen toe te staan tot de breedte van maximaal één dubbel damwandprofiel (orde 1,4 m), gelet op de boogwerking die in het zand onder extreme omstandigheden aanwezig zal zijn.  De equivalente (buig)stijfheid per strekkende meter van het gestaffelde deel moet dan worden aangepast met de openingsfactor fopen, zie ook PPL § 5.8.1.  De controle op krachten en momenten van het gestaffelde deel moet dan uiteraard ook weer plaatsvinden met deze openingsfactor, comform PPL § 4.8. In de doorgaande wand boven  het gestaffelde deel is de openingsfactor fopen gelijk aan 1.
  • De toets op snijden voor het gestaffelde deel moet wordt uitgevoerd conform bijlage B.2 van de PPL, waarbij de betreffende gronddrukken binnen fase 6b op de juiste diepte moeten worden afgelezen.
  • Wanneer het doorgaande deel van de wand al 4 meter in het zand is ingebed, dan lijkt het ten slotte niet nodig om de correctiefactor op het weerstandsmoment (γopen = 0,9) toe te passen bij het toetsen van de snedekrachten in het gestaffelde gedeelte van de wand. Deze factor kan daarom gelijk aan 1,0 worden gekozen.
Moeten gordingen van discontinue damwanden d.m.v. boutverbindingen worden vastgemaakt?

Ja, volgens de PPL moeten de gordingen bij een discontinue wand door middel van boutverbindingen bevestigd worden.  Een lasverbinding is bij een discontinue wand niet toegestaan, omdat de planken van discontinue wanden daarvoor in de praktijk niet altijd voldoende op één rechte lijn liggen.

Mag bij discontinue damwanden de maximale tussenmaat van 1m worden verruimd tot de werkende plankbreedte?

De maximale maat van 1 meter is gekozen om gecompliceerde controles op snijden en 3D effecten te vermijden. De mogelijkheden van eindige-elementen-rekenmethoden zijn daarvoor nog te beperkt. Wanneer wordt gekozen voor grotere tussenafstanden kan dus niet meer op de PPL worden teruggegrepen en is onderbouwing nodig langs andere weg.

Terug naar boven

Constructies op palen

Hoe moet ik een betonnen L-wand op palen beoordelen?

De PPL en PPE beperken zich tot beoordeling van macrostabiliteit onder invloed van in de grond ingebedde langconstructies en zijn dus niet direct toepasbaar voor de beoordeling van L-wanden. Dit staat ook benoemd als kennisleemte in H20 van de PPL. In H20 staat verder: Voor de onderwerpen waar de huidige PPL versie nog onvoldoende handvatten geeft moeten de opdrachtgever en/of de opdrachtnemer binnen elk dijkversterkingsproject intussen zelf  nadere keuzes maken. Een goed vastgelegde en gevalideerde onderbouwing is daarbij vereist, waar mogelijk ondersteund door specifieke kwaliteitscontroles tijdens en na uitvoering. Aan de opdrachtgever wordt aanbevolen om de benodigde onderbouwing en de uit te voeren kwaliteitscontroles te laten opstellen of valideren door deskundige partijen, die daartoe door de opdrachtgever zelf moeten worden aangewezen (zie ook bijlage D). Het is dus vooralsnog aan opdrachtnemer en opdrachtgever zelf om hierin keuzes te maken en om deze keuzes voldoende te onderbouwen en te laten controleren.

De vraag naar handvatten voor het ontwerpen/beoordelen van constructies op palen komt vanuit verschillende praktijkprojecten. Anno 2020 zijn hiervoor binnen deze  praktijkprojecten echter al wel 'best practices' ontwikkeld, ook voor de combinatie van Eurocode en de Waterwet.  Het in dit gebruikersplatform projectoverstijgend delen van deze 'best practices'  wordt daarom aangemoedigd.

Terug naar boven

BGT

Conform NEN9997-1/EC7 dient een drempelwaarde gehanteerd te worden tussen BGT en UGT snedekrachten/ankerkrachten. Bij RC1/2 bedraagt deze drempelwaarde 1,2*BGT en bij RC3 1,35*BGT krachten. Indien deze drempelwaarde tijdens het toetsen van snedekrachten na het toepassen van de schematiseringsfactor niet word gehaald, dient dan de drempelwaarde van 1,2/1,35*BGT gehanteerd te worden? In de PPE/PPL is hier geen duidelijk antwoord op terug te vinden.

De PPL beschrijft alleen een controle op basis van de Waterwet en niet op basis van het Bouwbesluit. Volgens de Waterwet is alleen een UGT controle vereist. De term BGT komt daarom in de PPL niet voor en de genoemde drempelwaarde tussen de BGT en UGT snedekrachten is daarom ook niet van toepassing. 

De in de PPL voorgeschreven vervormingscontrole moet binnen dit kader ook niet als BGT controle worden gezien: het is uitsluitend een UGT controle op door vervorming geïnitieerd falen, door andere mechanismen dan macro-stabiliteit.

Terug naar boven

Top

Verticaal Evenwicht

Zijn de in PPL paragraaf 4.8.2 opgenomen factoren voor reductie van de conusweerstand bij andere inbrengmethoden dan heien niet te conservatief?

Gegeven het beperkte aantal bekende resultaten van controlesonderingen (bepaling van conusweerstand naast de damwand na het inbrengen) kan niet worden vastgesteld dat de in de PPL opgenomen standaardwaarden in het algemeen te conservatief zijn.  Zoals in de PPL aangegeven, is het echter wel mogelijk om de conusweerstand in praktijk minder sterk te reduceren, indien binnen het project uit te voeren controlesonderingen dit rechtvaardigen. In § 4.8.2 staat daaromtrent de volgende tekst: "In alle gevallen zijn controlesonderingen na inbrengen toegestaan om hogere waarden voor de sondeerweerstand te rechtvaardigen, mits op minstens 3 locaties en op minstens 3 afstanden vanaf 0,5 m vanaf de wand tot op 1,5 m vanaf de wand. Daarbij is de laagste waarde maatgevend. Bij toepassing van controlesonderingen moet het risico worden ingecalculeerd dat de werkelijke sondeerweerstand lager uitvalt dan de vooraf aangenomen waarde. Daarom wordt aanbevolen om op minstens 3 locaties vooraf de mate van reductie te controleren bij een aantal proefplanken (tenminste 2 dubbele planken)."

Het opbouwen van bredere  kennis over de conusweerstand die in praktijk resteert na het met verschillende methoden inbrengen van de damwand is overigens wel gewenst. Evenals het opbouwen van meer kennis over de vraag in hoeverre deze conusweerstand (die vooral wordt bepaald door de horizonale spanning onder dagelijkse omstandigheden) bepalend is voor de schachtwrijving in het zand onder extreme hoogwateromstandigheden. Dit zijn kennisleemtes.

Zie verder ook het POVM Kennisdocument - Verticaal evenwicht bij verankerde stabiliteitsverhogende langsconstructies, waarin een aantal mogelijkheden voor het controleren op verticaal evenwicht nader op hun merites zijn beschouwd.

Terug naar boven

Buitenwaartse stabiliteit

Welke maximaal toelaatbare faalkans geldt voor de buitenwaartse stabiliteit bij het toepassen van een stabiliteitsverhogende langsconstructie? En hoe zit het dan met het eventueel beschadigen van de ankerconstructies?

Conform de PPL kan voor de controle op buitenwaartse stabiliteit dezelfde faalkanseis worden gebruikt  als voor een dijk zonder langsconstructie, zolang de langsconstructie alleen bedoeld is voor verhoging van de binnenwaartse macro-stabiliteit en zolang de langsconstructie ligt tussen de binnenkruin en de binnenteen van de dijk. In het geval van een verankerde wand wordt aanbevolen om tijdens de controle ook na te gaan of de ankerconstructie niet kan beschadigen bij de gevonden maatgevende ligging van het buitenwaartse glijvlak.

Terug naar boven



Publicatie Vernageling (PPV)

Terug naar boven




Publicatie Eindige-elementen (PPE)

Initiële spanningen

Waarom vindt de spanningsinitialisatie plaats via een K0 procedure en niet via een 'Gravity Loading'?

De reden om geen gravity loading toe te passen voor een bestaande dijk is dat alleen via een K0 procedure rekening kan worden gehouden met een bestaande grensspanning in en onder de dijk.

Terug naar boven

Restprofiel

Hoe moet een restprofiel in combinatie met gereduceerde ongedraineerde schuifsterkte worden gemodelleerd?

De PPE geeft voor deze kennisleemte nog geen volledig eenduidige aanwijzingen.  Dit komt omdat de eerder in de OSPW gebruikte aanpak (talud restprofiel gelijk aan 1/3 van de oorspronkelijke hoogte, zonder aanpassing van de schuifsterkte in de verstoorde zone) was afgeleid voor gedraineerde sterkte. Een eerste voorstel voor de modellering bij niet-significante overslag is te vinden in het POVM Kennisdocument - Modellering Restprofiel.

Waarom wordt het toelaatbaar overslagdebiet alleen beperkt wanneer een restprofiel al optreedt bij de vervormingstoets en niet wanneer het restprofiel optreedt tijdens de controle op constructieve sterkte of stabiliteit?

In PPL § 4.8.4 en § 4.8.7 wordt aanbevolen om het kritieke overslagdebiet te beperken tot niet-significante waarden wanneer een niet-kritische instabiliteit al optreedt tijdens de vervormingscontrole.  Deze aanbeveling is samengevat in PPE  § 2.3.  De PPL en PPE suggereren echter ten onrechte dat deze beperking alleen tijdens de vervormingscontrole geldt.  De beperking  geldt ook  wanneer een niet-krische instabiliteit optreedt bij het 'infiltratiescenario' (bij significant overslagdebiet), tijdens de controle op constructieve sterkte of stabiliteit. Zie  § 5.4.4 van de PPL voor verdere toelichting op dit infiltratiescenario. Zie  de volgende vraag voor het geval dat u de aanbeveling  om het kritieke overslagdebiet te beperken bij het optreden van een niet-kritische instabiliteit niet wilt - of niet kunt - opvolgen.

Hoe moet de invloed van significante overslag op een restprofiel worden gemodelleerd wanneer een niet-kritische stabiliteit optreedt?

De PPE geeft voor deze kennisleemte geen aanwijzingen. Dit komt omdat in § 4.8.4 van de PPL staat dat significante overslag  niet is toegelaten in combinatie met het optreden van een niet-kritische stabiliteit. In praktijk bestaat echter toch de wens om wel met die combinatie te kunnen rekenen, omdat kruinverhoging niet altijd mogelijk of wenselijk is. Voor die gevallen is een eerste voorstel opgesteld voor het modelleren van de ontgrondingskuil in combinatie met een restprofiel plus gereduceerde ongedraineerde sterkte. Zie het POVM Kennisdocument - Restprofiel bij grote overslag.

Welk restprofiel moet ik modelleren na een niet-kritische buitenwaartse instabiliteit? Er is dan geen duidelijke overgang tussen talud en onderwaterprofiel. En het is ook niet duidelijk hoe het effect van stroming en erosie in rekening zou moeten worden gebracht.
De PPE geeft voor deze kennisleemte geen aanwijzingen. Ook de POVM kennisdocumenten houden nog geen rekening met deze situatie.  Het is voorlopig dus aan de opdrachtnemer en opdrachtgever zelf om hierin keuzes te maken en om deze keuzes voldoende te onderbouwen en te laten controleren.
Welk restprofiel moet ik modelleren en welke verstoringszone moet ik aanhouden wanneer de niet kritische instabiliteit in het binnentalud niet reikt tot de stabiliteitswand die in de buitenkruin staat?

De PPE geeft voor deze kennisleemte geen aanwijzingen.  Ook het recente POVM Kennisdocument - Modellering Restprofiel houdt nog geen rekening met deze situatie. Het is voorlopig dus aan de opdrachtnemer en opdrachtgever zelf om hierin keuzes te maken en om deze keuzes voldoende te onderbouwen en te laten controleren. Advies is om het restprofiel en de verstoorde zone in ieder geval wel tot de damwand te laten doorlopen.

Terug naar boven

Kruip

Waarvoor is/was de kruipfase bedoeld?

De kruipfase is begin 2019 vooral geïntroduceerd om kleefbelasting op een langsconstructie te modelleren, onder invloed van de interactie tussen grond en constructie. Tot en met de concept versies 1.1 van de PPE (juli 2019) en de  PPL (oktober 2019) werd het modelleren van deze kleefbelasting  nodig geacht voor: (a) de bepaling van de normaalkracht en momenten voor wanddimensionering en (b) een op verplaatsingen gebaseerde controle van het verticaal evenwicht.  Bij introductie was het (nog) niet het doel om ook de invloed van de horizontale component van kruip op de wandmomenten realistisch te modelleren. Bij introductie was de kruipfase verder ook niet bedoeld om ter plaatse van ankerstangen realistische verplaatsingen door zakkende grond uit te rekenen. 

In de definitieve versie van de PPL en PPE (maart 2020) is voor de controle op verticaal evenwicht overgestapt op een bepaling van de draagkracht van het zand uit conusweerstand. Bij deze controle wordt aan de belastingkant geen rekening meer gehouden met het effect van negatieve kleef, omdat die met een beperkte neerwaartse verplaatsing weer zal worden geneutraliseerd. Zie het POVM Kennisdocument - Verticaal evenwicht bij verankerde stabiliteitsverhogende langsconstructies voor details. Sindsdien is de kruipfase volgens het oorspronkelijke doel dus alleen nog nodig om de normaalkracht en momenten voor de wanddimensionering te bepalen.

In hoeverre de met het 'Soft Soil Creep' model voorspelde kruip het effect van verticale en horizontale kruip op wandmomenten op realistische wijze in rekening brengt is nog onvoldoende bekend (kennisleemte). 

Wat is de functie van de initiele kruipfase voordat de langsconstructie wordt geplaatst en hoe bepaal ik de benodigde duur daarvan?

De initiële kruipfase voordat de langsconstructie wordt geplaatst is/was bedoeld om de initiële spanningsrotaties als gevolg van kruip geen significante invloed te laten hebben op de wandmomenten. De benodigde duur wordt proberenderwijs bepaald, door te controleren of na het aanbrengen van de langsconstructie  onder onveranderde dagelijkse omstandigheden door verdere kruip geen significante wandmomenten ontstaan. In hoeverre de PPE gegeven  indicatie van 10 jaar initiële kruip toereikend is moet dus wel worden gecontroleerd. 

Moet ik een kruipfase modelleren bij een onverankerde wand in het buitentalud? De kruip leidt dan tot afname van de bij hoogwater berekende momenten.

De kruip is/was primair bedoeld om kleef te modelleren, en  niet om een significante invloed op de wandmomenten te hebben.  Wanneer er bij onverankerde wanden in het buitentalud, ondanks een lange initiële kruipfase, echter toch een significante gunstige invloed op het moment wordt waargenomen, ligt het in de rede om de wanddimensionering voor binnenwaartse stabiliteit te baseren op het wandmoment uit een berekening zonder kruip, in combinatie met de normaalkracht op dezelfde hoogte uit een berekening met kruip.

Is het nodig om de kruip te fitten op de bekende maaiveldzetting?

Het doel van het meenemen van kruip is/was primair om het effect van de kleefbelasting op de snedekrachten te modelleren. Deze kleefbelasting is niet van de precieze zetting afhankelijk. Om alleen kleefbelasting te modelleren is het daarom niet nodig om de kruip precies te fitten op de bekende maaiveldzetting.  Verder bestaat soms de misvatting dat via de kruipberekening ook de invloed van maaiveldzetting op de geometrie zou worden meegenomen. Zoals § 3.4.6 van de PPE aangegeven moet de invloed van maaiveldzetting op de geometrie tijdens de levensduur echter handmatig in rekening worden gebracht aan de start van een reguliere (geometrisch lineaire) berekening. Dat kan door zelf de aangenomen geometrie bij einde levensduur te modelleren.  

Terug naar boven

Ankerkracht

In een schematisering volgens de PPE wordt de gunstige invloed op het moment genegeerd van de excentriciteit in de aangrijpende ankerkracht. Deze ankerkracht grijpt aan in de buik aan landzijde. Kan hierover iets in de PPE (of PPL) tekst worden opgenomen?

Zoals in de vraagstelling al aangeduid is het inderdaad conservatief om de gunstige invloed van de excentriciteit te verwaarlozen. Het mogelijk meenemen van deze invloed is als wens toegevoegd aan het overzicht met kennisleemtes.

Welke ankerkracht is maatgevend wanneer de waarde in fase 4b groter is dan de waarde in fase 5a?

De grootste waarde uit fase 4b en 5a is maatgevend.

Terug naar boven


Constitutieve modellen

Wanneer/waarom is in rekenstap 4b (vervormingscontrole) een overstap nodig van 'Soft Soil' naar 'SHANSEP'/undrained?

De overstap op SHANSEP in stap 4b is alleen nodig wanneer er voor wordt gekozen om al bij de vervormingscontrole in fase 4b  een tijdelijke bovenbelasting/verkeersbelasting aan te brengen. In dat geval wordt door PLAXIS bij de overstap naar SHANSEP een ongedraineerde schuifsterkte berekend bij de effectieve spanningen die gelden voordat deze verkeersbelasting wordt aangebracht.  Zoals in par 3.4.8 aangegeven is het bij toepassing van verkeersbelasting in fase 4b overigens ook mogelijk om in die fase nog te rekenen met 'Soft Soil' in combinatie met 'Undrained', zolang in de eerder rekenfasen geen (grensspanningverhogende) kruip heeft plaatsgevonden.

Waarom mag 'Ignore Undrained' niet aanstaan bij gebruik van SHANSEP?

Bij de overstap op het SHANSEP NGI-APD model berekent PLAXIS op basis  van het SHANSEP model een ongedraineerde schuifsterkte voor het NGI-ADP model, op basis van de actuele effectieve spanningen en de actuele grensspanning. Voor een complete modellering van ongedraineerd gedrag moet daarnaast ook onsamendrukbaarheid worden beschreven.  Daartoe voegt PLAXIS via de optie 'Undrained' de bulkmodulus van het water toe aan die van de gedraineerde grond.  Bij 'Ignore Undrained' gebeurt dat niet, en zal het NGI-APD model alleen rekenen met de bulk modulus van de gedraineerde grond, zoals bepaald op basis van de ingevoerde dwarscontractiecoëfficiënt en de actuele glijdingsmodulus Gur bij ontlasten/herbelasten. De bij ongedraineerd gedrag  door PLAXIS berekende wateroverspanningen of -onderspanningen  hebben binnen het NGI-ADP model overigens geen invloed op de ongedraineerde schuifsterkte of op de schuifstijfheid.

Welke cohesie mag ik bij 'Hardening Soil' toekennen aan de toplaag in het geval van een zanddijk zonder bekleding?

Het toepassen van kleine cohesiewaarden in toplagen (indicatief tot 2 kPa) is gebruikelijk om ondiepe glijvlakken te voorkomen en een controle op werkelijke macrostabiliteit te kunnen uitvoeren. Een dergelijke keuze mag echter geen significante invloed hebben op de berekening, en dus ook niet op de aan te houden schematiseringsfactor. Bij twijfel wordt een gevoeligheidsstudie aanbevolen. Bij toepassing van dergelijke niet-fysische cohesiewaarden in zand moeten eventueel relevante oppervlakkige afschuivingen apart worden beschouwd.

In welke gevallen is een herinitialisatie nodig van de op SHANSEP gebaseerde ongedraineerde sterkte (via de 'special options' in PLAXIS)?

Bij toepassing van rekenschema B (PPE blz 49), met parallelle uitvoering van fase 4b en fase 5, is her-initialisatie doorgaans niet nodig. Bij de overstap op SHANSEP NGI-ADP kunnen in deze paralle fasen direct de juiste (per fase verschillende) SHANSEP parameters worden ingevoerd.  Ook bij toepassing van rekenschema A, met volledig parallelle berekeningen, is herinitialisatie  doorgaans niet nodig. Her-initialisatie is uitsluitend nodig wanneer pas vanaf fase 6 een restprofiel  moet worden gemodelleerd, in combinatie met gelijktijdige aanpassing van de SHANSEP parameters in de verstoorde zone.  Bij deze her-initialisatie dient men zich er wel van bewust te zijn dat de SHANSEP formule is gebaseerd op de grootste effectieve hoofdspanning (zowel voor actuele spanning als grensspanning), die  tussen de eerste initialisatie in fase 5 en de her-initialisatie in fase 6 kan veranderen. De ongedraineerde schuifsterkte zal na her-initialisatie daarom mogelijk niet met precies dezelfde factor  worden aangepast als waarmee de ingevoerde SHANSEP schuifsterkteratio is aangepast. 

Terug naar boven



Publicatie Grondverbetering (PPG)

Terug naar boven



Publicatie Drainagetechnieken (PPD)

Terug naar boven



Publicatie Actuele Sterkte (PPA)

Wanneer is het nodig om het volumegewicht in een faalkansberekening als onzekere (stochastische) variabele te modelleren?

De invloed van de onzekerheid in het volumegewicht op macrostabiliteit is afhankelijk van de situatie. Het verdient daarom aanbeveling om de keuze te maken op basis van de resultaten van een gevoeligheidsstudie en van de gekwantificeerde onzekerheid in het volumegewicht. 

Achtergrond: Volgens de ‘Schematiseringshandleiding macrostabiliteit WBI 2017’ moet bij primaire keringen en een regionale proevenverzameling een berekening worden gemaakt met een hoge en lage karakteristieke waarde van het volumegewicht van slappe lagen. Het is vooraf namelijk niet altijd duidelijk welke keuze het meest ongunstig uitpakt. In de 'POVM Werkwijzer bewezen sterkte (2016)' werd nog gesuggereerd dat het niet nodig is om het volumegewicht als stochastische variabele te beschouwen. Een onzeker volumegewicht kan onder bepaalde omstandigheden echter wel degelijk een significante invloed op de faalkans hebben, in het bijzonder bij opdrijfcondities. Het volumegewicht moet in de faalkansberekening dus als stochast  worden meegenomen indien de onzekerheid in het volumegewicht significant is en indien het volumegewicht  in een of meer van de beschouwde scenario's bovendien ook een significante invloed heeft op de stabiliteitsfactor.

Wanneer is het nodig om de waterspanning in een faalkansberekening als onzekere (stochastische) variabele te modelleren?

De invloed van de onzekerheid in de waterspanning op macrostabiliteit is afhankelijk van de situatie.  Het verdient daarom aanbeveling om de keuze te maken op basis van de resultaten van een gevoeligheidsstudie en van de gekwantificeerde onzekerheid in de waterspanning.  

Achtergrond: Deltares heeft voor twee gevallen ('Vestingwal Hellevoetsluis' en 'Sterke Lekdijken - Wijk bij Duurstede - Amerongen') onderzocht wat de invloed op de faalkans is van het meenemen van onzekerheid in de waterspanning. In deze twee gevallen bleek de invloed beperkt: de betrouwbaarheidsindex nam toe met 0,1 tot 0,2 (faalkansafname factor 1.5 tot 2). In situaties nabij opdrijven kan de onzekerheid in de stijghoogte/waterspanning echter een meer significante invloed hebben. De waterspanning moet dus als stochast in de faalkansberekening worden meegenomen indien de onzekerheid in de waterspanning significant is en indien de waterspanning in een of meer van de beschouwde scenario's bovendien ook een significante invloed heeft op de stabiliteitsfactor.

Hoe kan het resultaat van een faalkansanalyse in het dwarsprofiel worden vertaald naar het dijkvak?

De toe te passen werkwijze voor de vertaling van het resultaat van een faalkansberekening in een representatieve doorsnede ('Actuele Sterkte' stap 2) naar een vak staat beschreven in het ‘Assemblageprotocol WBI 2017’ en ook in de ‘Schematiseringshandleiding macrostabiliteit WBI 2017’. Voor deze vertaling is de berekende faalkans van het representatieve dwarsprofiel nodig en ook de vaklengte. Analoog aan de semi-probabilistische beoordeling wordt de onzekerheid in geometrie, laagligging en eventueel ook waterspanning binnen het vak verdisconteerd via 'schematiseringsscenario's', met kansen van voorkomen. De werkwijze voor de vertaling van het resultaat van een aanvullende 'Bewezen Sterkte analyse' ('Actuele Sterkte' stap 3) wordt behandeld in het  rapport 'Doorvertaling van bewezen sterkte resultaten naar een dijkvak'.  Het geval waarin de overleefde belasting slechts in een beperkt deel van het dijkvak aanwezig is, is daarbij echter nog niet beschouwd (kennisleemte).

Hoe moet in een faalkansanalyse worden omgegaan met de kans op een bepaald overslagdebiet gegeven de waterstand?

Kader 3.3 uit de Handreiking Faalkansanalyse beschrijft het combineren van de scenario's met en zonder volledige infiltratie bij het samenstellen van de relatie tussen de faalkans en een gegeven waterstand (de 'fragility curve'). Dit gebeurt met hulp van: (1) de twee afzonderlijke 'fragility curves' en (2) de kans op volledige infiltratie bij gegeven waterstand. De kans op volledige infiltratie is daarbij doorvertaald naar de kans op het overschrijden van een bepaalde grenswaarde voor het overslagdebiet. Onder deze grenswaarde wordt volledige infiltratie uitgesloten.  De grenswaarde moet locatiespecifiek worden bepaald, afhankelijk van de kwaliteit van de bekleding en van verder relevante informatie.

  • Met de Hydra-NL software kan anno 2020 op de meeste locaties direct de kans worden bepaald op het overschrijden van de grenswaarde bij gegeven waterstand.  Specialisten kunnen deze directe relatie bovendien ook afleiden met hulp van de databases onder het rekenhart van Riskeer.
  • Een benaderingsmethode op basis van illustratiepunten biedt een alternatief indien resultaten van de directe methode niet beschikbaar zijn.  Zie het rapport Faalkans Updating 3 cases (2016) voor een toepassingsvoorbeeld van de benaderingsmethode. Voor het bovenriviergebied is de benaderingsmethode overigens conservatiever dan de directe methode. Dit komt omdat de waterstand (afvoer gedomineerd) en de wind in het bovenrivierengebied nauwelijks gecorreleerd zijn, in tegenstelling tot het benedenriviergebied/kustgebied. 
Hoe vergelijk ik mijn probabilistische resultaten met de gekalibreerde WBI 'schadefactor'-lijn?

In onderstaande grafieken wordt geïllustreerd hoe de eigen probabilistische resultaten het best kunnen worden vergeleken met de in 2016 gekalibreerde WBI 'schadefactor-lijn' . Op de verticale as staat de stabiliteitsfactor SF uit de semi-probabilistische berekening, gedeeld door een modelfactor gelijk aan 1,06.  De resulterende waarde correspondeert met de schadefactor γn. Op de horizontale as staat de betrouwbaarheidsindex die uit de probabilistische berekening volgt. De blauwe lijn representeert de relatie tussen de 'schadefactor' en de betrouwbaarheidsindex, zoals voorgeschreven vanuit het WBI. Deze lijn is in 2016 lijn bepaald door kalibratie op de donkerblauwe punten, onder voorwaarde dat 80 % van deze punten rechts van de lijn moet liggen.  Elk van deze punten representeert daarbij een combinatie van SF/1,06 en betrouwbaarheidsindex voor een bepaalde rekendoorsnede. De voor kalibratie gebruikte punten hebben een betrouwbaarheidsindex die ligt tussen 2 en 7.

De eigen resultaten worden in deze grafieken voorbeeldsgewijs getoond als 'Actuele Sterkte' resultaten'.

Om na te gaan in hoeverre de 'Actuele Sterkte' resultaten' overeen komen met de resultaten die zijn gebruikt voor kalibratie kan het best worden gekeken naar:

  • het aantal punten links van de lijn versus het aantal punten rechts van de lijn. Zie de linkergrafiek. Bij goede overeenkomst moet ruwweg 80 % rechts liggen.
  • De ligging van de punten vergeleken met de puntenwolk waarop is gekalibreerd (de donkerblauwe punten). Zie de rechtergrafiek. Bij goede overeenkomst moeten de eigen resultaten liggen binnen de puntenwolk die voor kalibratie is gebruikt.

Terug naar boven

  Gebruik het navigatiemenu linksboven in de kantlijn om te zoeken en te bladeren.