The check on safety against liquefaction consist of passing through three phases, where the depth increases every time:

• Simple or Gloabel check:
  • Global check according to VTV (i.e. step 1 till 5 of VTV-2006)
  • Simple check according to CUR-113
• Detailed check (step 6 in the VTV)
• Advanced check

1. Global check (steps 1 t/m 5 described in VTV-2006)

Figure 1: Toetsschema zettingsvloeiingen

Step 1 - Geometrical check: damaging criterium liquefaction

The damaging criterion is met if at the so-called assessment level is situated within the slope (i.e. on landward side of) the so-called observation profile, in accordance with Annex 9.4 of the VTV-2006.

1. Determination of the observation profile:

• a. The required margin (the horizontal part from the outside toe of the dike). The margin is now determined by the relation:
  xxx
  where H is the channel depth and HVW is the thickness of the softening-sensitive layer. If over the entire channel depth softening sensitive sand is present, this margin is thus equal twice the fiectieve trench depth (M = 2 H).

• b.
  A. The required margin CAPAC M = 2 + 1.5 (H CAPAC)
  b. The inclined part of the observation profile in line with the horizontal portion. The taludhellig is afhankeijjk of the trench depth:

1. Determination of the assessment level
2. Comparison of the observation profile with the existent profile
   X Ssign = X co-ordinaat of the observation profile from the foreland
   X SZV = X co-ordinaat of the liquefaction point from the foreland

Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore?

Step 3: Is the dumping criterion satisfy?

Directly in front of the toe of the dike or on the outside of the toedumping or to the outward end of a dumping, the slope 1:2.5 may not be cut by the profile.

Step 4: Liquefaction is possible on the basis of geometry?

The occurrence of a liquefaction is possible if one of the two following conditions is met:

• The average slope is steeper than or equal to 1:4, over a height of at least 5m;
• The total slope (channel edge-channel bottom) is on average steeper than or equal to 1:7.

Step 5: Are there any sensitive to liquefaction layers present?

Step 1 (= Stap 2 van VTV): Geometrische toesting: schadelijkheidscriterium zettingslvloeiing
Er wordt aan het schadelijkheidscriterium voldaan als op het zogenaamde beoordelingsniveau het talud binnen (dus aan landwaartse zijde van) het zogenaamde signaleringsprofiel ligt, conform Bijlage 9 4 van het VTV 2006. De volgende drie stappen worden doorlopen:
1. Bepaling van het signaleringsprofiel:
a. De benodigde marge (het horizontale gedeelte vanaf de buitenteen van de dijk). De marge wordt nu bepaald door de relatie:
M = 2 Hvw + 1.5 (H Hvw)
waar H is de geuldiepte en Hvw is de dikte van de verwekingsgevoelige laag. Als over de geheele geuldiepte verwekingsgevoelig zand aanwezig is, is deze marge dus gelijk twee keer de fiectieve geuldiepte (M = 2 H).
b. Het hellende deel van het signaleringsprofielsluit aan op het horizontale deel. De taludhellig is afhankeijjk van de geuldiepte:
1:15 voor fictieve geuldiepte kleiner is dan 40 m (H < 40 m)
1:20 voor fictieve geuldiepte groter is dan 40 m (H  40 m)
2. Bepaling van het beoordelingsniveau: Het beoordelingsniveau is in principe de onderkant van de verwekingsgevoelige zandlaag, maar ligt minimaal op een hoogte van 1/3H en maximaal 1/2H boven de geulbodem.
3. Vergelijking van het signaleringsprofiel met het aanwezige profiel: Op het beoordelingsniveau worden twee punten gedefineerd. Het signaleringpunt Ssign is het snijpunt van het signaleringsprofiel met het beoordelingsniveau. Het verwekingvloeiingspunt Szv is het snijpuntvan het aanwezige profiel met het beoordelingsniveau. Er wordt niet aan het schadelijkheidscriterium voldaan als het verwekingvloeiingspunt Szv landinwaarts ligt van het signaleringpunt S_sign.
1.2 Stap 2: Kunstmatig onder water aangebrachte en niet verdichte zandige vooroever?
1.3 Stap 3 (= Stap 3 van VTV): Bestortingscriterium
De toetsingregel in deze stap is als volgt: direct voor de teen van de dijk dan wel aan de buitenzijde van de teenbestorting dan wel aan de buitenwaartse beeindingin van een bestorting mag de helling 1:2.5 niet door het profiel doorsneden worden.
1.4 Stap 4 (= Stap 4 van VTV): Geometrische toesting: optredingscriterium zettingsvloeiing
Het optreden van een zetingsvloeiing is mogelijk als wordt voldaan aan één van de volgende twee voorwaarden:

• de gemiddelde helling is steiler dan of gelijk aan 1:4, over een hoogte van minimaal 5m;
• de totale helling (geulrand-geulbodem) is gemiddeld steiler dan of gelijk aan 1:7.
  1.5 Stap 5 (= Stap 5 van VTV): Aanwezigsheid verwekinggsvoelige lagen
  Aanwezigheid van verwekingsgevoelig gebieden in het voorland.
  2 Eenvoudige toetsing volgens CUR 130 voor verwerkingsvloeing en bresvloeiing
  In paragraaf A.4 van Deel A Aanbeveling van CUR 130 zijn eenvoudige criteria voor verwekingsvloeing en bresvloeing.
  2.1 Eenvoudige criterium voor verwekingsvloeiing CUR 130
  Volgens de eenvoudige criterium in CUR 130 is de veiligheid tegen verwekingsvloeiing voldoende, indien voldaan wordt aan teminste één van de volgende criteria:

• Voldoet volgens correlatie van Baldi aan: Rn1 > 0.5
• Voldoet aan: cotan R > 7 × (HR / 30m)1/3
• Voldote aan beide volgende voorwaarden:
– Rn3 > 0.5
– cotan R > 4 × (HR / 30m)1/3
met:
Rn1 - Relatieve dichtheid gemiddeld over een hoogte van 1 m.
Rn3 - Relatieve dichtheid gemiddeld over een hoogte van 3 m.
R - Taludhelling van een fictief profiel alsof alle grond onder water ligt.
HR m Taluddiepte van een fictief profiel alsof alle grond onder water ligt.

Opmerking: Bij verwekingsvloeiing speelt de grond en het progiel onder de verwekingsgevoelige laag geen rol. Daarom mogen HR en cotan R berekend worden voor een diepte van de putbodem gelijk aan de diepte van de onderkant van de laag waarvoor Rn1 > 0.5 respectivelijk Rn3 > 0.5.
In paragraaf O.6.2.1 van Deel O Onderbouwing van CUR Aanbeveling 130 is het definite van rekenputdiepte HR en rekentaludhelling R van een fictief onderwater dwarsprofiel gegeven.

Het bovenwater gewicht van zand groter is dan dat onder water. Om dat in rekening te brengen wordt voor de analyse van verwekingsvloeiingen een fictief onderwater dwarsprofiel beschouwd waarin de verticale korrelspanningen gelijk zijn aan die van een profiel dat inderdaad geheel onder water ligt. Dat profiel wordt verder vereenvoudigd tot een profiel met één constante taludhelling. Die helling wordt hier met de rekentaludhelling R aangeduid. De bijbehorende (fictieve) taludhoogte met rekenputdiepte HR. HR kan worden berekend met de volgende formule:

waarin:
boven water [] Volumieke gewicht van de grond boven water.
verzadigde grond [] Volumieke gewicht van de verzadigde grond.
water [] Volumieke gewicht van het water.
2.2 Eenvoudige criterium voor bresvloeing CUR 130
Volgens de eenvoudige criterium in CUR 130 moet het profiel liggen binnen een bepaald profiel, dat verschilt per situatie, zie navolgende tabellen
• een talud met platberm of zonder platbermen
• voor zand met D50 > 250 m en D15 > 100 m
• voor zand met D50 > 500 m en D15 > 250 m
• voor zand fijner dan 250 m zijn er geen eenvoudige regels.
•

3 Gedetailleerde toetsing Zettingsvloeiing (Stap 6 in het VTV)
De gedetailleerde toets bestaat op zichzelf uit slechts één stap: de kans op een zettingsvloeiing die leidt tot schade aan de dijk wordt vergeleken met de toelaatbare faalkans.
Om tot deze faalkans in de gedetailleerde toets te komen zijn in totaal 6 stappen (6a t/m 6f) nodig. Deze stappen worden in Figuur 1 schematisch weergegeven. In stappen 6a en 6b wordt de voor de gedetailleerde toets benodigde informatie beschreven.

Figuur 1 Stappen om te komen tot de kans op een zettingsvloeiing die leidt tot schade aan de dijk, ten behoeve van de gedetailleerde toets
3.1 Stap 6a: bepaal het representatieve dwarsprofiel en de ondergrondopbouw
In de voorgaande toetsstappen 2 (schadelijkheidscriterium in § 1.1), 4 (optredingscriterium in § 1.4) en 5 (aanwezigheidscriterium in § 1.5) is reeds gekeken naar respectievelijk de voorlandlengte, de onderwateroever geometrie en de aanwezigheid van verwekingsgevoelige lagen. In deze eerste stappen zijn al representatieve dwarsprofielen per dijkvak bepaald op basis van gelijke kenmerken van:
• De lengte van het voorland
• De gemiddelde geuldiepte
• De gemiddelde hellingsgradiënt van het (onderwater)talud
• De dikte en diepteligging van de verwekingsgevoelige lagen of laag.
De lengte van een dijktraject wordt gelijk genomen aan de lengte waarover bovengenoemde aspecten redelijk constant zijn.

Bepaling van rekentaludhoogte en --helling volgens methode VTV
In dit methode is alleen de fictieve geuldiepteHR berekend conform VTV 2006 Bijlage 9 1 en cotan R gelijk is aan cotan onder:

waarin:
B m Breedte van het voorland.
d m Water diepte.
hboven m Fictieve hoogte van het boventalud in geval van een verzadigd waterkerend grondlichaam (= 2 hdijk).
hdijk m Hoogte van het boventalud.
HR m Fictieve geuldiepte.
honder m Fictieve hoogte van het ondertalud (= d +2 honder).
hgeul m Geuldiepte.
honder m Hoogte van het ondertalud dat bij extreem laagwater boven water ligt.
'boven ° Hoek tussen het maaiveld van het voorland en het flauwe boventalud:

boven ° Hoek tussen het maaiveld van het voorland en het boventalud.
onder ° Hoek tussen de geulbodem en het ondertalud.

3.2 Stap 6b: bepaal de gemiddelde relatieve dichtheden van de zandlagen in de ondergrond
Er bestaan verschillende manieren om de relatieve dichtheid van een zandlaag te bepalen. Enerzijds bestaat de mogelijkheid om de relatieve dichtheid in situ te meten door middel van elektrische dichtheidsmetingen en anderzijds door middel van correlaties met sondeerweerstanden. Er zijn verschillende correlaties om op basis van de conusweerstand de relatieve dichtheid te bepalen. De meest gebruikelijke zijn de correlaties van Schmertmann, Baldi en Villet&Mitchell, waarbij de correlatie van Schmertmann in de regel de hoogste, Baldi de gemiddelde en Villet&Mitchell de laagste relatieve dichtheden genereert.
In de gedetailleerde toetsing wordt geadviseerd de correlatie van Baldi te gebruiken tenzij aantoonbaar kan worden gemaakt dat een andere correlatie meer van toepassing is (bijvoorbeeld na validatie met in situ metingen). De correlatie van Baldi wordt gegeven in de volgende formule:
(1)
met:
Re - Relatieve dichtheid, gebaseerd op poriegetal e:
Re = (emax – e)/ (emax – emin)
qc MPa Gemiddelde conusweerstand per meter in de sondering
σv' kPa Verticale korrelspanning
Let wel, de bovengenoemde correlatie is geldig voor elektrische sonderingen, conform oude NEN standaard (of nieuwe EURO-code) met kwaliteitsklasse I of II, en niet voor mechanische sonderingen. Ten behoeve van de toetsing zijn in de regel sonderingen op de kruin en in het achterland voorhanden. Het verdient aanbeveling, zeker bij aanwezigheid van een voorland om extra sonderingen op het voorland uit te voeren.
3.3 Stap 6c: bepaal de kans op een zettingsvloeiing P(ZV)
Er kan beschikbare kennis van een zandwinning bestaan in de vorm van lokale ervaringsstatistiek. Daarnaast is er algemeen beschikbare kennis over het optreden van afschuivingen en zettingsvloeiingen. Deze betreft:
ervaring opgedaan in Zeeland met oever-, dijk- en plaatvallen;
de schadepraktijk zoals deze met zandwinningen is bepaald.
Van de Zeeuwse praktijk van 'zettingsvloeiingen' langs de vooroevers en langs de zandplaten is een overzicht gemaakt Wilderom 1979. Hierin zijn de resultaten van meer dan 1100 'zettingsvloeiingen' en 'afschuivingen' verwerkt. Enkele 'zettingsvloeiingen' zijn zeer omvangrijk geweest, waarbij enkele miljoenen m3 zand zijn verplaatst. De resultaten zijn samengevat in Silvis & de Groot 1995.
Deze 'zettingsvloeiingen' zijn oeverinscharingen waarvan de meeste waarschijnlijk voor een groot deel bestaan uit verwekingsvloeiingen, omdat ze vooral zijn opgetreden in gebieden met dikke lagen van losgepakt zand. Uit beschrijvingen kan men echter ook afleiden, dat een aantal van die vloeiingen plaatsvond in een tijdsbestek van vele uren of zelfs ruim een etmaal. Daaruit kan men wellicht concluderen, dat bresvloeiingen ook een belangrijke rol hebben gespeeld.
Een verwekingsvloeiing in een losgepakte laag of een afschuiving in een lokaal door stroming uitgeschuurde laag kunnen als initiatie voor een terugschrijdend bresproces hebben geleid, dat eindigde in een grote oeverinscharing.
De gemiddelde kans kan men als volgt afleiden. Langs de Zeeuwse oevers hebben in 100 jaar circa 1000 grote zettingsvloeiingen plaatsgevonden. De lengte van de oevers met losgepakt zand in voldoende dikke lagen wordt geschat op 100 km. Zodoende ging het om 0,1 zettingsvloeiing per jaar per km oever met verwekingsgevoelig zand. Deze ervaring is opgedaan bij taluds waarvan de karakteristieken zijn weergegeven in Tabel 1 (uit Silvis & de Groot 1995).

Gemiddelde Range waarbinnen 90% valt
Geuldiepte 27 m 11 – 45 m
Gemiddelde helling voor inscharing  1 : 4 1 : 9 – 1 : 1,5
Steilste helling over 5 m hoogte 1 : 2,4 1 : 5 – 1 : 1
Tabel 1 Geometrische karakteristieken van de dwarsprofielen langs Zeeuwse oevers waar grote zettingsvloeiingen zijn opgetreden
Deze statistiek is pas bruikbaar in andere situaties als de geometriewijziging die in Zeeland werd veroorzaakt door erosie en aanzanding, vertaald wordt naar de geometriewijziging die daar veroorzaakt wordt door erosie, aanzanding of anderszins. Stel dat de taludwijziging die in een dergelijke andere situatie optreedt 10 maal zo snel gaat als die welke langs een (onbeschermde) Zeeuwse oever optreedt als gevolg van erosie en/of aanzanding. Dan zou voor een gelijke taludhelling en taludhoogte volgen, dat de kansdichtheid van een zettingsvloeiing met losgepakt zand 1 per kilometer taludlengte per jaar bedraagt.
Het is verder van belang op te merken dat bij de Zeeuwse vooroevers veelal sprake is van relatief fijn zand (D50 ligt tussen 150 en 250 m). Een afwijkende zandgradatie geeft eveneens aanleiding tot nuancering van de statistiek.
Op basis van de gegevens werd in Zeeland de stelregel afgeleid, dat over een hoogte van 5 meter een taludhelling van 1:3 overschreden zou moeten worden wil een zettingsvloeiing op kunnen treden. Het is niet aan te raden die regel elders toe te passen. Immers bij grotere taludhoogten blijkt dat circa 15 % van de opgetreden vloeiingen bij taludhellingen flauwer dan 1:4 zijn geïnitieerd (Tabel 6.1).
In CUR 2008 zijn de resultaten weergegeven van een inventarisatie van vele zandwinputten in Nederland. Daaruit volgt een andere ervaringsstatistiek. Die lijkt echter niet bruikbaar voor de toetsing van waterkeringen gezien de dominerende invloed van het baggerproces op die statistiek.
Op basis van aanvullende berekeningen met SLIQ2D blijkt dat de kans op een verwekingsvloeiing ongeveer met een factor 10 toeneemt als cotR met een factor 1,5 afneemt (taludhelling neemt bijvoorbeeld toe van 1:6 naar 1:4) of HR met een factor 3 toeneemt (bijvoorbeeld van 10m naar 30m) of als Re met 10% afneemt (bijvoorbeeld van Re=0,40 naar Re=0,30). Daaruit zou men kunnen afleiden dat de kansdichtheid de volgende is:

met:
HR m (fictieve) rekenhoogte talud
cot αR - cotangens van de (fictieve) rekenhellingshoek
Re - laagste waarde van de relatieve dichtheid, gemiddeld over 3m hoogte tussen de maatgevende waterstand en 0,3 HR onder de teen.
Voor de bepaling van de rekentaludhoogte en -helling wordt verwezen naar § 3.1. Indien de onderkant van de diepste verwekingsgevoelige laag zich boven de teen van de geul bevindt, kan de voor bepaling van HR de onderkant van de diepste verwekingsgevoelige laag aangehouden worden. Conservatief kan voor de rekentaludhelling ook de gemiddelde geulhelling genomen worden.
De bepaling van de relatieve dichtheid met behulp van Baldi ten opzichte van Schmertmann of Villet&Mitchell geeft significante verschillen. Verder kent natuurlijk ook de fictieve taludhoogte en de fictieve taludgradiënt een variatie binnen één dijktraject. Een totale modelfactor van 1,5 wordt voorgesteld. De onderbouwing hierbij is dat de spreiding van de relatieve dichtheid op basis van sonderingen zoals uitgelegd aan het einde van paragraaf 6.3.2 van de achtergrondrapportage circa 10% bedraagt. Deze beide onzekerheden leiden tot een modelfactor van 1,5 .
De kans die met bovenstaande formule wordt berekend, is uitgedrukt in kans per kilometer per jaar. Om tot de representatieve kans per jaar te komen moet de berekende kans (naast de voorgestelde modelfactor) nog met de lengte van het dijktraject worden vermenigvuldigd. De lengte van het dijktraject wordt bepaald door overeenkomende geologische en geometrische karakteristieken. Aaneengesloten dijkstrekkingen met een even dik verwekingsgevoelig zandpakket, een even groot voorland en gelijk onderwatertalud moeten als één dijktraject worden genomen. Het opknippen van een dergelijk dijkvak met overeenkomende karakteristieken om zodoende de faalkans te verlagen is niet toegestaan.
De representatieve kans op het voorkomen van een zettingsvloeiing per dijktraject wordt hiermee:
(2)
met:

per jaar Representatieve kans op zettingsvloeiing per dijktraject

per jaar per km Kans op voorkomen van een zettingsvloeiing
m - Modelfactor is 1,5
Ltrajectlengte km Lengte van het dijktraject waarover voorlandlengte, geuldiepte, gradiënt van de onderwatergeul en dikte van verwekingsgevoelige lagen uniform worden geacht
3.4 Stap 6d: bepaal de maximaal toelaatbare en de optredende inscharingslengte
Een zettingsvloeiing is pas schadelijk voor het waterkerend vermogen van de dijk als het schadeprofiel de dijk raakt (interactie met andere faalmechanismen wordt in deze redenatie niet meegenomen). De maximaal toelaatbare inscharingslengte (zie Figuur) is dus de lengte van het voorland. Dat is een conservatief criterium. Immers, enige aantasting van de dijk hoeft nog niet tot een overstroming te leiden. Voor deze maximale inscharingslengte mag de totale lengte van het voorland in rekening worden gebracht, ofwel het "uittredepunt" van het maximaal toelaatbare schadeprofiel is de buitenteen van de dijk.
Naast de maximaal toelaatbare inscharingslengte, Ltoelaatbaar, moet de optredende inscharingslengte L bepaald worden.
Als een zettingsvloeiing plaatsvindt, zal een deel van het vervloeide materiaal naar de zijkanten afvloeien. Door dit tweedimensionale effect zal de oppervlakte van de verdwenen grond bovenin het dwarsprofiel (Area 1 in Figuur) ongeveer een factor 1,4 groter zijn dan de oppervlakte van de grond die er aan de onderkant (Area 2) bijkomt. Het uitvloeiingsprofiel heeft ook niet één gelijkmatige taludgradiënt maar bestaat uit ruwweg twee delen; een zeer flauw ondergedeelte en een steiler bovengedeelte. Door Silvis en De Groot 1995 is voor een tweedimensionale situatie een formule afgeleid voor deze massa/oppervlakte balans tussen vervloeid en gesedimenteerd materiaal. Daarbij is het genoemde verschil tussen Area 1 en Area 2 nog niet meegenomen. Indien deze verhouding wel wordt meegenomen, luidt de formule:
(3)
met:
mits
,

c = verhouding tussen Area1 en Area2 (A1=cA2)
H = geuldiepte (niet fictieve)
D = steile gedeelte schadeprofiel
Als c = 1 geldt:

Onderstaande figuur geeft een weergave in dwarsprofiel.

Figuur 2 Inscharingslengte na zettingsvloeiing Silvis en De Groot 1995
Voor H, de totale taludhoogte, moet de werkelijke hoogte tot aan het voorland worden genomen en niet meer worden gerekend met de fictieve rekenhoogte van het talud. Dit geldt eveneens voor de taludhelling. Bij afwijkende geometrie of gedeeltelijke vloeiingen zijn vergelijkbare formules af te leiden uitgaande van een oppervlaktebalans (Area1= c Area2). In veel gevallen is c = 1,4 voldoende conservatief.
In vergelijking (6.4) staan drie onbekenden, te weten de helling van het bovenste steilere deel (β), het flauwe onderste deel ( ) van het schadeprofiel en de hoogte van het steilere bovenste gedeelte (D).
De bandbreedte van de hellingsgradiënt van het bovenste steile deel van het schadeprofiel is echter beperkt. De onderste hellingsgradiënt is verreweg de belangrijkste onzekere parameter en is in de gedetailleerde toetsing als enige stochastische variabele in de bepaling van het optredende schadeprofiel gesteld. Daarom wordt voor de toetsing alle onzekerheid in die parameter gestopt en voor het bovenste steile deel de gemiddelde hellingsgradiënt aangehouden (1:2,6). Verder geldt D = 0,43H. Deze waarden voor het bovenste steile deel van de inscharing en de parameter D zijn gebaseerd op waarnemingen van circa 1100 taludinstabiliteiten in de Zuidwestelijke Delta en vele waarnemingen in zandwinputten (voornamelijk Gelderland en Overijssel, CUR 130).
Door Wilderom 1979 zijn meer dan 1100 taludinstabiliteiten in Zeeland geanalyseerd. Van de 145 zettingsvloeiingen waarvan voldoende gegevens bekend waren, zijn de statistische gegevens berekend. Zie Silvis en de Groot 1995. De volgende tabel geeft een overzicht van de karakteristieken van de geanalyseerde schadeprofielen.

Gemiddelde Onder- en bovengrens
Inscharingslengte L 80 m 10 - 250 m
Helling gemiddeld over het gehele talud  1:7,5 1:4,0 - 1:17,9
Helling bovenste steile deel  1:2,6 1:1,3 - 1:8,0
Helling onderste deel  (uitvloei) 1:15,9 1:10 - 1:30
Relatieve hoogte bovenste deel D/H 0,43 0,35 – 0,50
Tabel 3.1 Geometrische eigenschappen van het dwarsprofiel na optreden van een zettingsvloeiing
Na het bepalen van de maximaal toelaatbare inscharingslengte (L= de breedte van het voorland) kan met behulp van formules 0.4 (met cot β = 2,6 en D=0,43H) de te verwachten inscharingslengte L berekend worden als functie van de stochast . De daaruit volgende kansverdeling van L wordt afgeleid in de volgende stap.
3.5 Stap 6e: bepaal P(L>Ltoelaatbaar)
Op basis van de hiervoor beschreven statistiek kan de kansverdeling van cotan worden beschreven door een normale verdeling met Ecotan=15,9(= ) en cotan=4,6.
Met deze kentallen is het mogelijk de overschrijdingskans van L te bepalen en vervolgens de kans dat L groter is dan Ltoelaatbaar. Als betrouwbaarheidsfunctie wordt dus genomen:

Hierin is L de optredende inscharingslengte die berekend wordt met vergelijking (4) op basis van de verwachtingswaarde en de standaardafwijking van cotan en Ltoelaatbaar, dat is de aanwezige lengte van het voorland.
De betrouwbaarheidsindex  wordt als volgt berekend:

waarin (L) de verwachtingswaarde van L is volgend uit cotan = 15,9. De standaardafwijking van Z wordt als volgt berekend:

waarin xi de stochastische variabelen zijn. In dit geval is cotan de enige stochast, dus kan bovenstaande vergelijking vereenvoudigd worden tot:

Hierin representeert de gevoeligheid van Z voor een verandering van stochast cotan, ofwel dit is de ratio tussen de verandering van cotan en de (ten gevolge daarvan) verandering van Z. Bij benadering geldt:

Uitgaande van een Gauss-verdeling, wordt de kans dat een schadeprofiel de waterkering raakt en schade berokkend P(schadeprofiel) als volgt bepaald uit de berekende :
(4)
Met bovenstaande berekeningen is de kans dat inscharingslengte groter is dan de maximaal toelaatbare inscharingslengte bepaald.
Bovenstaande berekeningen zijn relatief eenvoudig in Excel uit te voeren.
3.6 Stap 6f: bepaal P(Schade aan waterkering door ZV)
In stap 6c is de afzonderlijke kans van voorkomen van een zettingsvloeiing (oorzaak) bepaald en in stap 6e de afzonderlijke kans op schade (gevolg) gegeven een zettingsvloeiing. De totale kans op schade ofwel de totale kans op aantasting van het waterkerende vermogen (kans op falen) van het dijklichaam door een zettingsvloeiing wordt bepaald door vermenigvuldiging van de beide afzonderlijke kansen (oorzaak maal gevolg):
(5)
De berekende faalkans uit vergelijking (5) dient nu te worden getoetst aan de maximale normkans. Deze normkans voor het afzonderlijke faalmechanisme zettingsvloeiing moet worden afgeleid van de norm voor de betreffende dijkring. Hoe dit moet worden gedaan is uitgelegd in de volgende paragraaf.
4 Geavanceerde methode (SLIQ2D Windows)
Methode die nu in SLIQ2D Windows zit. Er wordt beoordeeld in hoeverre taluds van losgepakt zand onder water metastabiel zijn.
4.1 Bepaling van rekentaludhoogte en --helling volgens methode SLIQ2D
In de methode die nu in SLIQ2D Windows zit, worden de rekentaludhoogte HR en --helling R bepaald. Omrekening gebeurt in de volgende stappen:
Stap 1: de hoogte van het gedeelte van het talud boven water (h1) wordt vergroot tot h2 met een factor die gelijk is aan de verhouding tussen het gewicht van grond (zand/klei) boven water en de grond onder water:

met:
w - Het watergehalte:

Sr - Verzadigingsgraad (0 < Sr < 1). Voor zand (meestal droog) Sr = 0 en voor klei (meestal compleet verzadigd) Sr = 1.
Stap 2: met de kleinste kwadranten methode wordt vervolgens het onderwatertalud (rode lijn in onderstaande figuur) ten opzichte van het fictieve onderwatertalud bepaald. Vervolgens is de hellingshoek van het fictieve profiel (R).

Na het testen van de user interface van het nieuwe programma heb ik de volgende bugs gevonden:
1 Als je op de New Soil optie van de Edit menu drukt, dan veranderen de namen in de eerste lijn van de tabel (Hoogte i.p.v. Height...etc), zie plaatje hieronder. Ook zijn de 3 laatste kolommen niet meer grijs maar wel beschikbaar. Zie onderstaande plaatje.

2 De naam "Watergehalte" aan de rechtse zijde van het Embankment scherm is niet vertaald.
3 Als je op de Save optie van de File menu drukt, wordt altijd het scherm Save As geopend en daar moet je de naam van het bestand opnieuw geven. Dat is volgens mij een beetje vervelend. Beide opties Save en Save As zullen beschikbaar zijn.

Bovendien heb ik als gebruiker/tester de volgende wensen:
4 Geen dumpfile is na een berekening beschikbaar om naar de waarden van X, Y, Lambda, Ko, P en Q te kijken. Deze waarden zijn alleen maar in het scherm Embankment en na een berekening grafisch beschikbaar. Het zou leuk zijn of alle resultaten in een dumpfile geschreven worden. Ook bij het openen van een werkelijk som kan de gebruiker de resultaten van de berekening niet direct zien, hij moet eerst een nieuwe berekening draaien.
5 Het zou ook leuk zijn om de naam van het bestand waarmee je bezig bent te kunnen zien boven het programma scherm, naast Deltares - Sliq2D bijvoorbeeld.
5 Literatuur
Baldi, G. e.a., Design parameters for sands from CPT. Proceedings 2nd. European Symposium on Penetration Testing Amsterdam, 1982.

CUR, Aanbeveling 113: Oeverstabiliteit bij zandwinputten, 2008.

NEN 6740: 1986, Technische grondslagen voor bouwconstructies. TGB 1986, Nederlands Normalisatie-instituut, Delft, 1986.

Ministerie van Verkeer en Waterstaat (2007), Voorschrift Toetsen op Veiligheid Primaire Waterkeringen. Katern 9 Voorland, ISBN 978-90-369-5762-5.

Handboek Zettingsvloeiingen, GeoDelft rapport CO-353260/10, oktober 1994

G. van den Ham & M. de Groot, Statische verweking talud: Handleiding windows versie SLIQ2D, Deltares , 2009.

G.A. van den Ham, M.B. de Groot & M. van der Ruyt, Concept Technisch Rapport Voorland Zettingsvloeiing