SBW faalmechanismen in losgepakt zand : D - flow slide

(1)

SBW Faalmechanismen in

losgepakt zand

(2)

SBW Faalmechanismen in

losgepakt zand

D-Flow Slide

1206014-006

ir. F.P.H. Engering

dr. V. Trompille

(3)

(4)

1206014-006-GEO-0004, 11 december 2012, definitief

SBW Faalmechanismen in losgepakt zand i

Inhoud

1 Inleiding

1 2 Toets-tool voor verwerkings- en bresvloeiing

3

2.1 Hoofdsporen I, II en III

3

2.2 Dijk Analyse Module (DAM)

4

2.3 Activiteiten 2012

5 Bijlage(n)

(5)

SBW Faalmechanismen in losgepakt zand 1 van 5

1 Inleiding

Een van de onderdelen van het onderzoeksproject SBW Faalmechanismen in losgepakt zand

is het ontwikkeling van een gebruikersvriendelijk toetsinstrument voor Zettingsvloeiing en

Bresvloeiing, dat nodig is om het Wettelijk Toetsinstrumentarium voor 2017 (WTI 2017) te

kunnen opstellen. Het WTI 2017 moet geschikt zijn voor het (nieuwe) toetsen op

overstromingskansen. Dat wil zeggen dat belasting en sterkte modellen, die door SBW

worden aangeleverd probabilistisch moeten kunnen worden verwerkt.

Het SBW onderzoek en het ontwikkelen van het toetsinstrumentarium (WTI) zijn zodanig met

elkaar verbonden dat deze activiteiten vanaf 2012 als één programma “WTI/SBW” worden

uitgevoerd. Het programma wordt uitgevoerd in opdracht van het ministerie van Infrastructuur

en Milieu. De Waterdienst van Rijkswaterstaat is gedelegeerd opdrachtgever.

De kwaliteit van het instrumentarium en de uitvoering van de toetsing is van groot belang.

Maatschappelijk, het gaat immers om de veiligheid van de inwoners en het voorkomen van

schade aan de infrastructuur, maar ook vanwege de hoge kosten die gemoeid zijn met het

noodzakelijk verbeteren van eventueel afgekeurde dijkvakken.

In deze rapportage wordt in hoofdstuk 2 het doel van dit project kort weergegeven met daarbij

concreet welke bijdrage het levert aan het verbeteren van het WTI.

In de bijlage wordt de functionaliteit, de achtergrond en de verificatie van het

rekenprogramma D-Flow Slide in detail toegelicht. Benchmark berekeningen zijn uitgevoerd

ter verificatie van D-Flow Slide. De informatie uit deze bijlage staat eveneens beschreven op

de Public-wiki site van Deltares (

http://publicwiki.deltares.nl/

) onder de categorie “Software

Community” en is openbaar voor iedereen.

(6)

(7)

2 Toets-tool voor verwerkings- en bresvloeiing

2.1 Hoofdsporen I, II en III

Gezien de complexiteit van het onderwerp zettingsvloeiingen en het gegeven dat op korte

termijn (2013) een nieuwe toetsmethode voor zettingsvloeiing beschikbaar moet zijn, is

besloten het onderzoek in 2012 en 2013 langs drie hoofdsporen te laten plaatsvinden,

waarvan één de ontwikkeling is van een gebruikersvriendelijk toets-tool. In onderstaand

plaatje weergegeven als Spoor II.

Figuur 2.1 Samenhang hoofdsporen I t/m III

Er is zowel inhoudelijk, als beleidsmatig een grote overlap tussen de Fysica (Spoor I) en het

Toetsspoor (Spoor III). Het ligt dan ook voor de hand om één instrument (Spoor II) te

ontwikkelen waarmee de gewenste faalmechanismen getoetst kunnen worden. Dit komt tot

uitdrukking in Figuur 2.1, waarin de drie hoofdsporen die in 2012 en 2013 zullen worden

gevolgd zijn weergegeven.

(8)

2.2 Dijk Analyse Module (DAM)

In 2012 is daarom een gebruikersvriendelijk toetsinstrument ontwikkeld onder de naam

D-FlowSlide. Tevens is de aansluiting gemaakt op de rekentechnieken die binnen WTI

worden ontwikkeld en op het platform Dijksterkte Analyse Module (DAM).

Figuur 2.2 Concept methode toetsing op zettingsvloeiing

Noot:

DAM is een instrument dat inzicht geeft in de sterkte van waterkeringen in een gebied

(dijkstrekkingen). DAM ondersteunt daarmee verschillende beheers- en

beleidsprocessen van waterschappen en rijksoverheid, waaronder de toetsing.

Door implementatie in DAM kan optimaal gebruik worden gemaakt van

functionaliteiten die in DAM reeds voorhanden zijn, zoals inbedding in GIS

(geometrie, kaartlagen databases zoals opbouw van ondergrond (stochastisch

ondergrondmodel) en parameters), de beschikbaarheid van een probabilistische

bibliotheek (waardoor verschillende probabilistische technieken toegepast kunnen

worden), de mogelijkheid tot koppeling aan modules met andere faalmechanismen,

die geïnitieerd kunnen worden door zettingsvloeiing (bijvoorbeeld piping en

buitenwaartse macro-instabiliteit) en heldere visualisatie van de resultaten.

Door de modulaire opbouw kan een nieuw faalmechanisme relatief eenvoudig

toegevoegd worden.

(9)

Uiteindelijk zal door de implementatie in DAM zettingsvloeiing ook beoordeeld kunnen

worden in het kader van beleid, ontwerp en calamiteiten, omdat randvoorwaarden en

uitgangspunten snel gewijzigd kunnen worden.

Validatie en verificatie heeft plaatsgevonden aan de hand een case studie waar reeds veel

informatie beschikbaar is en waar zettingsvloeiing een (potentieel) probleem is. Hiervoor is de

locatie Spui gekozen.

2.3 Activiteiten

2012

In 2012 zijn de volgende activiteiten uitgevoerd:

• In 2011 is een aanzet gemaakt tot eenvoudige, standalone rekentool, waarmee de kans

op zettingsvloeiing berekend kan worden. In 2012 zijn diverse losse rekentools

geïntegreerd in een nieuwe rekentool “FlowSlide”. In zijn huidige vorm bevat

D-FlowSlide de volgende opties:

–

Global check; de eenvoudige globale (deterministische) toets, uit het VTV2006

–

Simpele check volgens CUR-113;

–

Gedetailleerde check, de huidige gedetailleerde toets volgens de handreiking

“Voorland Zettingsvloeiing” (voorheen concept Technisch Rapport Voorland

zettingsvloeiing);

–

Geavanceerde check, volgens twee programma’s van Deltares, die beide zijn

geïmplementeerd:

SLIQ2D voor statische verweking;

HMBreach/HMTurb voor bresvloeiing

• Koppeling van de standalone rekentool D-FlowSlide aan het platform DAM 1.0. Dit bidt

de mogelijkheid om later D-FlowSlide later te koppelen aan het reeds aan DAM

gekoppelde programma D-GeoStability (voorheen MStab) of het rekenmodel voor piping

(direct faalmechanisme van de dijk). Hiermee is een groot deel van het voorbereidende

werk voor de koppeling van D-FlowSlide aan RingToets in 2013 en verder

bewerkstelligd.

• Diverse aanpassingen en verbeteringen van de hierboven genoemden rekentools op

basis van in 2012 gegenereerde kennis zoals de kans op een inscharingslengte

• Het testen en verifiëren heeft plaatsgevonden tijdens het hele ontwikkeltraject. De

Benchmarks staan uitgebreid beschreven in de Bijlage. De bijbehorende invoerfiles zijn

te vinden op de Wiki site van D-FlowSlide. Hiermee is reeds een deel van het

voorbereidende werk voor het opnemen van D-FlowSlide in de

faalmechanismenbibliotheek (RTO) bewerkstelligd.

(10)

SBW Faalmechanismen in losgepakt zand A-1

A Background D-FlowSlide

On a Wiki page of Deltares, you can find up to date information about the program D-FLOWSLIDE

for Slope Liquefaction and Breaching which we started to build in 2012.

A copy of all the wiki pages (December 2012) has been added to this report.

D-Flow Slide - Slope Liquefaction and Breaching

(link to Deltares Wiki page)

(11)

1. D-Flow Slide - Slope Liquefaction and Breaching . . . 2

1.1 D-Flow Slide - Background . . . 3

1.1.1 D-Flow Slide - Advanced . . . 4

1.1.2 D-Flow Slide - Detailed . . . 5

1.1.3 D-Flow Slide - Global . . . 10

1.1.4 D-Flow Slide - Simple . . . 12

1.1.5 D-Flow Slide - Symbols . . . 14

1.2 D-Flow Slide - Input parameters . . . 16

1.3 D-Flow Slide - Verification . . . 20

1.3.1 D-Flow Slide - Group 1 . . . 21

(12)

D-Flow Slide - Slope Liquefaction and Breaching

Contents Home Background Input parameters Verification Unresolved Issues Literature

Other Geo Products

Edited by: Virginie Trompille Geeralt A. van den Ham Dick R. Masterbergen Frank Engering

Here you can find information about the program D-FLOW SLIDE for analysing flow sliding in submerged slopes (in Dutch: zettingsvloeiing). The programme has been developed in 2012 and is based on the Handreiking Voorland Zettingsvloeiingen.

For more detailed information about the stability of sandy and silty under water slopes you can also download our brochure.

Figure 1: Examples of damage to a dike due to a flow slide

Introduction

Flow slides form a major threat for flood defences along (estuary) coastlines and riverbanks in the Netherlands. Such flow slides may result in severe damage to dikes and structures, eventually leading to flooding of the hinterland (see Figure 1). Measures to prevent, mitigate, or even repair flow slides are costly. Due to the complexity of flow slides, methods that enable an accurate quantitative risk assessment are

under-developed, especially compared to methods currently available for other failure mechanisms (e.g. piping below the dike or macro-instability of the dike body).

Flow Slide: description of processes

Flow slide is a complex failure mechanism that includes both soil mechanical and hydraulic features, of which the elementary ones are depicted in the flow chart in Figure 2. Two important physical (sub-)mechanisms are static soil liquefaction and breaching. For most of the documented cases of flow slides it is not clear to what extent static soil liquefaction and/or breaching played a role. Both mechanisms result in a flowing sand-water mixture, that eventually resediments under a very gentle slope.

(13)

Figure 2: Processes possibly involved in a flow slide

entails the sudden loss of strength of loosely packed saturated sand or silt, which may result in a sudden collapse of the sand Static liquefaction

body. Contrary to “ordinary” slope failure, in which a clear rupture surface can be distinguished over which the instable soil mass slides while staying more or less intact, in a liquefaction flow slide the instable mass of sand (or silt) flows laminar like a viscous fluid.

Unlike liquefaction, breaching only takes place at the soil surface: a local steep part of the slope retrogresses upslope and generates a turbulent sand-water mixture flow over the sand surface of the under water slope. If the mixture carries enough sand and if the local slope is steep enough, the thickness of the mixture will grow by erosion of the sand surface. Although strongly dependent on the properties of the sand or silt, a breaching flow slide in general takes much more time (several hours) than a liquefaction flow slide (several minutes).

Regardless of the mechanisms involved, a flow slide needs a trigger. Soil liquefaction may be initiated by a rapid drop of outer water level, a small earthquake, or a change in geometry by erosion or local instability, resulting in an unfavourable change of stress conditions within the loosely packed sand or silt. Breaching requires an initial breach, which may be formed by scour, by a local slip failure or by a local liquefaction flow slide. The triggers for both liquefaction and breaching are presented in the top of the flow chart in Figure 2.

D-FLOW SLIDE

D-FLOW SLIDE is a user-friendly software tool developed for performing safety assessment on the failure mechanism flow slide. The safety

assessment includes the Global assessment rules according the VTV-2006 and a probabilistic Detailed assessment method based on the First Order Reliability Method. Furthermore advanced models for static liquefaction (SLIQ2D) and breach flow (HMBreach/HMTurb) have been implemented in D-FLOW SLIDE.

has been implemented in the software DAM and will in future be implemented in RingToets.

D-FLOW SLIDE

Implementation in DAM makes it possible to do calculations with D-FLOW SLIDE in combination with stochastic subsurface models and various probabilistic methods (probabilistic library).

Flow slide is a failure mode of the foreland of the levee and may not necessarily directly result in failure of the levee and therewith flooding of the hinterland. However, failure of the foreland may induce a so-called “direct” failure mechanism of the levee, such as backward erosion and macro-instability. Since DAM includes calculation models of several direct failure modes, it is possible to calculate the combined probability on a flow slide and the subsequent failure of the levee by a “direct” failure mode.

Licence / Support

You can obtain a licence during short period, by sending an email to Sales: <sales@deltaressystems.nl>.

If problems are encountered or if you have questions about this program, please send an e-mail to the Deltares Systems Support team: < >.

support@deltaressystems.nl

(14)

Contents Home Background Symbols Global Simple Detailed Advanced Input parameters Verification Unresolved Issues Literature

Other Geo Products

The safety assessment consists of passing through different phases:

A Global check according to the global assessment rules as given in the VTV-2006 and Handreiking Voorland Zettingsvloeiingen of Deltares;

A Simple check according to the recommandations of CUR-113;

A Detailed check according to the probabilistic assessment method described in the Handreiking Voorland Zettingsvloeiingen; An Advanced check, using two advanced programs of Deltares, that give no direct assessment result (approved, disapproved, etc), but can be used for further advanced (probabilistic) analysis:

SLIQ2D for static liquefaction; HMBreach/HMTurb for breach flow.

The definition of the symbols used in this Background section can be found in the Symbols sub-section.

D-Flow Slide - Advanced

Other Geo Products

Advanced check for liquefaction: SLIQ2D

Background informations about SLIQ2D can be find in the User Manual of SLIQ2D.

Determination of the imaginary surface

In this program, the fictive slope height and the fictive slope inclination are determined using the following steps: Step 1: Determination of the fictive height

The height of the part of the slope above water (h ) is increased until h with a factor equals to the ratio between the soil unit weight above water₁ ₂ table and the soil below water table:

h = (1 + w) . . h / ( – ) ₂ _s ₁ _s _w

Step 2: Determination of the fictive slope inclinaison

(15)

and subsequently the fictive slope inclinaison ( )._R

Advanced check for breaching: HMTurb

D-Flow Slide - Detailed

Other Geo Products

3. Detailed check

The detailed check 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

(16)

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 deze methode is alleen de fictieve geuldiepte H berekend conform VTV 2006 Bijlage 9-1 en cotan gelijk is aan cotan onder: _R _R H = h_R _onder + h_boven . cot _onder / '_boven

waarin:

B [m] Breedte van het voorland

h_boven [m] Fictieve hoogte van het boventalud in geval van een verzadigd waterkerend grondlichaam (= 2 h_dijk) h_dijk [m] Hoogte van het boventalud

h_onder [m] Fictieve hoogte van het ondertalud (= d + 2 _honder) h_geul [m] Geuldiepte

h_onder [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 = arctan [ h_boven / (h_boven . cot _boven + B)]

boven [°] Hoek tussen het maaiveld van het voorland en het boventalud onder [°] Hoek tussen de geulbodem en het ondertalud

3.2 Step 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) R = 1/2.5 . ln[ q / (0.14(' )_e _c _v0.6)]

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 Step 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

(17)

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 a 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 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 H met een factor 3 toeneemt (bijvoorbeeld van 10m naar_R 30m) of als Re met 10% afneemt (bijvoorbeeld van R =0,40 naar R =0,30). Daaruit zou men kunnen afleiden dat de kansdichtheid de volgende_e _e is:

(2) P(ZV) = (H / 25m) . (3.5 / cot ) . (1/10)_R 2 _R6 10(Re-0.4) . 0,1 / km / jaar met:

H_R [m] (fictieve) rekenhoogte talud cot

R

[-] cotangens van de (fictieve) rekenhellingshoek

R_e [-] Laagste waarde van de relatieve dichtheid, gemiddeld over 3m hoogte tussen de maatgevende waterstand en 0,3 H onder de_R 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 H de onderkant van de diepste verwekingsgevoelige laag aangehouden_R worden. Conservatief kan voor de rekentaludhelling ook de gemiddelde geulhelling genomen worden.

Zowel de onzekerheid van de relatieve dichtheid, indien deze bepaald wordt volgens stap 6b, als de onzekerheid door variaties in de fictieve taludhoogte en de fictieve taludgradiënt binnen één dijktraject, kunnen worden opgevangen door toepasing van 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:

(18)

met:

P(ZV)_rep [per jaar] Representatieve kans op zettingsvloeiing per dijktraject P(ZV) [per jaar

per km]

Kans op voorkomen van een zettingsvloeiing

m [-] Modelfactor is 1,5 L

trajectlengte

[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 2) 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, L_toelaatbaar, 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 2) 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:

(4) L = a x – D b met:

mits c 1 a = cot – cot

b = cot – cot

c = verhouding tussen Area1 en Area2 (A1=c . A2) H is de geuldiepte (niet fictieve)

is de steile gedeelte schadeprofiel

D

Als c = 1 geldt:

X = 0.5 H + 0.5 D . b / ( H . a )2

Onderstaande figuur geeft een weergave in dwarsprofiel.

Figuur 2 - Inscharingslengte na zettingsvloeiing [Silvis en De Groot 1995]

Voor , de totale taludhoogte, moet de werkelijke hoogte tot aan het voorland worden genomen en niet meer worden gerekend met de fictieveH

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= Area2). In veel gevallen is = 1,4 voldoende conservatief. c c

(19)

In vergelijking (4) staan drie onbekenden, te weten de helling van het bovenste steilere deel (), 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 = 0,43 . Deze waarden voor het bovenste steile deel van de inscharing en deD H

parameter D zijn gebaseerd op waarnemingen van circa 1100 taludinstabiliteiten in de Zuidwestelijke Delta en vele waarnemingen in zandwinputten (voornamelijk Gelderland en Overijssel, CUR 113).

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 2 - Geometrische eigenschappen van het dwarsprofiel na optreden van een zettingsvloeiing

Na het bepalen van de maximaal toelaatbare inscharingslengte (L is de breedte van het voorland) kan met behulp van formules 0.4 (met cotan = 2,6 en D = 0,43 H) 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> L

_toelaatbaar

)

Op basis van de hiervoor beschreven statistiek kan de kansverdeling van cotan worden beschreven door een normale verdeling met E_cotan = 15,9 en _cotan = 4,6.

Met deze kentallen is het mogelijk de overschrijdingskans van te bepalen en vervolgens de kans dat groter is dan L L L_toelaatbaar. Als betrouwbaarheidsfunctie wordt dus genomen:

= –

Z L_toelaatbaar L

Hierin is de optredende inscharingslengte die berekend wordt met vergelijking (4) op basis van de verwachtingswaarde en deL

standaardafwijking van cotan en L_toelaatbaar, dat is de aanwezige lengte van het voorland. De betrouwbaarheidsindex wordt als volgt berekend:

= [ L_toelaatbaar – (L) ] / (Z)

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

waarin x de stochastische variabelen zijn. In dit geval is cot de enige stochast, dus kan bovenstaande vergelijking vereenvoudigd worden tot: _i

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

(20)

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 :

(5) P(L > L_toelaatbaar) = P(Z < 0) = (-)

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 Step 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):

(6) P(Falen door ZV) = P(ZV)_rep . P(L > L_toelaatbaar)

De berekende faalkans uit vergelijking (6) 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.

D-Flow Slide - Global

Other Geo Products

1. Global check (VTV-2006)

1.1 Check on liquefaction

The global check for liquefaction as implemented in D-Flow Slide is shown in the schema below. It is based on the assessment schema described in VTV-2006.

(21)

Figure 1: Assessment schema for liquefaction

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.

No slope protection present

1. Determination of the observation profile:

The required margin (the horizontal part from the outside toe of the dike) depends on the presence of a slope protection and is determined by the relation:

M = 2 H_vw + 1.5 (H - H_vw) in case no slope protection is present M = Max [ M_bestorting ; 2 H_vw + 1.5 (H - H_vw) ] in case a slope protection is present

where H is the channel depth, H_vw is the thickness of the sensitive layer and M_bestorting is the horizontal projection of the length of the slope protection.

In case no slope protection is present, if over the entire channel depth softening sensitive sand is present, this margin is thus equal twice the fictive channel depth (M = 2 H).

The inclined part of the observation profile in line with the horizontal portion. The inclinaison of the slope depends on the channel depth: 1:15 if the fictive channel depth is less than 40 m (H < 40 m)

1:20 if the fictive channel depth is more than 40 m (H 40 m) *2. Determination of the assessment level

The assessment level is the lower boundary of the liquefiable sand layer, but has a minimum and maximum of H/3 and H/2 above the bottom of the channel respectively.

3. Comparison of the observation profile with the existing profile at the assessment level

The damaging criterium is not met if the liquefaction point S_ZV is situated landwards of the observation point S_sign. where S_sign is the intersection point between the observation profile (from the foreshore) and the assessment level and S_ZV is the intersection point between the existing profile and the assessment level.

(22)

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

By lack of information, D-FLOW SLIDE assumes that no artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore is present (step 2 of the Global check).

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: Is liquefaction 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 5 m;

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?

D-Flow Slide - Simple

Other Geo Products

2. Simple check according to CUR-113

2.1. Check on liquefaction flow slide

Definition of the design channel depth HR and the design slope aR of a fictive underwater cross section Height above water

Ratio h2 / h1 Increased height Offset bottom Fictive channel depth Fictive slope

According to the simple criterion for liquefaction in CUR-113, the safety against liquefaction is sufficient if at least one of the following criteria is met:

satisfies the correlation of Baldi : Rn1 > 0.5 satisfies: cotan > 7 × (H / 30 m)_R _R 1/3 satisfies both following conditions:

R_n3 > 0.5

cotan > 4 × (H /30 m) _R _R 1/3 where:

Rn1 Minimum relative density over a height of 1 m Rn3 Minimum relative density over a height of 3 m

aR Slope of a fictive profile as if all grond is situated under water. HR Channel depth of a fictive profile as if all grond is situated under water.

(23)

1. 2. 3. a. b. 4. a. b.

berekend worden voor een diepte van de putbodem gelijk aan de diepte van de onderkant van de laag waarvoor R_n1 > 0.5 respectivelijk R_n3 > 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:

where:

boven water Volumieke gewicht van de grond boven water. verzadigde grond [] Volumieke gewicht van de verzadigde grond. water [] Volumieke gewicht van het water.

2.1. Check on breach flow slide

Uit CUR Aanbeveling 113, 2008, Zie Tabel A.2. hier toegepast als veiligheidstoets zandige vooroevers waterkeringen voor het faalmechanisme Bresvloeiing.

xxx

Fig. 1 definitieschets

bestaat het onderwater gelegen deel van de vooroever van de betreffende waterkering, de taludhoogte in figuur 1, uit een (deels) onbeschermde zandbodem? Indien Nee (dus er is sprake van met klei met minimaal 1 m dikte of stortsteen beschermd talud): geen kans op bresvloeiing. Indien ja ga naar 2.

Is er voldoende grondonderzoek (boringen op ten hoogste 500 m tot 1 km afstand tot een diepte van de teen van het talud om de korreldiameter te bepalen)? Indien ja ga door naar 3, indien nee geen toetsing mogelijk.

Beschouw de korrelverdeling van het zand op basis van de boringen

is het zand niet te fijn d.w.z. is de over lagen van ten hoogste 5 m gemiddelde korreldiameter D₅₀ van het zand overal dus over de gehele taludhoogte tenminste 200 m en D₁₅ tenminste 100 m? Indien nee, zeer fijn zand: gedetailleerde analyse bresvloeiing nodig (bijv. met HMBreach). indien ja ga naar 3b.

is het zand tamelijk grof d.w.z. is de over lagen van ten hoogste 5 m gemiddelde korreldiameter D₅₀ van het zand over de gehele taludhoogte tenminste 500 m en D₁₅ tenminste 250 m? indien ja, tamelijk grof zand of grind ga naar 4 a anders niet te fijn zand ga naar 4b.

beschouw de geometrie van het talud. zijn er delen van het talud met een hoogte als gegeven in de eerste kolom van de tabel gelijk of steiler dan gegeven in de tweede kolom? Zo ja dan is het talud bresgevoelig, ga naar 5 zo nee GOEDGEKEURD. Voor taludhoogtes van meer dan 40 m is een gedetailleerde analyse nodig.

tamelijk grof zand D₅₀ > 500 m en D₁₅ > 250 m:

taludhoogte (m) gemiddelde helling D₅₀ > 500 m 10 1:2 20 1:2.5 30 1:3 40 1:3.75

niet te fijn zand D₅₀ > 200 m en D₁₅ > 100 m:

taludhoogte (m) gemiddelde helling D₅₀ > 200 m 5 1:2 10 1:2.5 15 1:3 20 1:3.5 25 1:4 30 1:4.7 35 1:5.4 40 1:6

(24)

4.

b.

5. De verwachte maximale inscharingslengte ten gevolge van een bresvloeiing bedraagt 2 tot 3x de taludhoogte (dit geldt voor

zandwinputten in het rivierengebied, in Zeeland en Waddenzee veiligheidshalve uitgaan van 7.5x). Indien de afstand van de top van het bresgevoelige talud tot de teen van de waterkering kleiner is dan 2x de hoogte van het bresgevoelige talud dan wordt de situatie AFGEKEURD. Door aanbrengen van bestorting of bekleding op de (onderwater-) oever kan de inscharingslengte beperkt worden.

D-Flow Slide - Symbols

Other Geo Products

D-Flow Slide input parameters as shown in

Symbol Description Default Unit

Ced Parameter defined in equation: vol_dm0 = 0.001 exp[(I_D1 – I ) / Ced]_D [-]

D₅₀ Median grain size [m]

D₁₅ Grain size at which 15% of the particles are finer [m]

D_r Relative density on the basis of n: D = R = (n_r _n _max – n) / (n_max – n_min) [-]

E Expected value [xxx]

e Void ratio: e = n / (1 – n) [-]

e_max Maximum value of e. [-]

e_min Minimum value of e. [-]

f(s) Form of the dilatation curve as a function of s: f(s) = vol / vol_d _dm [-] I_D Relative density on the basis of e: I = R = (e_D _e _max – e) / (e_max – e_min) [-] I_D1 Parameter defined in the following equation: vol_dm0 = 0.001 exp[(I_D1 – I ) / Ced]_D [-]

Ks Elastic modulus for isotropic unloading [kN/m

] 2

Ks₀ Value of Ks at average stress p’₀ [kN/m

] 2 Ks₀₁ Parameter defined in the following equation: Ks = Ks₀ ₀₁ + Ks / I × I₀ _D _D [kN/m

] 2 m _{Parameter describing f(s), defined in the following equation: f(s) = A.s – B.s / (s}m r _{– s)}

max [-]

n Porosity: n = e / (1 + e) [-]

n_max Maximum value of n. [-]

(25)

p’ Mean effective stress (or isotropic effective stress): p' = (' + ' + ' ) / 3₁ ₂ ₃ [kN/m ] 2

p’_CON Mean effective stress after consolidation. [kN/m

] 2

p’₀ Reference value for p’. [kN/m

] 2

q Deviatoric stress (or equivalent shear stress): q = (s – s ) ₁ ₃ [kN/m

] 2 R_e Relative density on the basis of the void ratio: R = I = (e – e_e _D _min)/(e_max – e_min) [-]

r Parameter describing f(s), defined in the following equation: [-]

S_r The degree of saturation of the soil (0 \< S \< 1). For sand (generally dry) S = 0 and for clay (generally completely_r _r saturated) S = 1._r

[-]

s Relative shear strength: s = q / p' [-]

s₂ Value of s at maximum contraction [-]

s_max Maximum value of s. The value of s_max matches the friction angle , through the following equation: s_max = 6 sin / (3 – sin )

[-]

s_m2 s_m2 = s_max – s ₂ [-]

s_m2-0 Parameter defined in equation s_m2 = s_max – s = s₂ _m2-0 + s_m2 / I . I _D _D Parameter s_m2-0 can be obtained from samples with different values for I ._D

[-]

u _{Parameter describing the influence of p’ on K defined in equation: Ks = Ks . (p' / p ')}

s 0 0

u _[-]

v _{Parameter describing the influence of p’} _{on evol} _{, defined in equation: vol} _{= vol} _{. (p} _{' / p ')}

CON dm dm dm0 CON 0 v [-]

w The water grade: The water grade: w = S . e . / _r _w _s [-]

cor Correction on the measured volumetric strain with respect to the membrane, defined by the following equation: = 32.4 D [(’ – 10) – (’ – 10) ) ]

cor 50 h2 0.64 h1 0.64

[-]

vol Volumetric strain (defined as positive for compaction). [-]

vol_c Volumetric strain by isotropic unloading. [-]

vol_d Dilation volumetric strain or volumetric strain by contraction (positive) and dilatation (negative). [-]

vol_dm Maximum volumetric strain by contraction. [-]

vol_dm0 Value of evol_dm at mean effective stress p’ .₀ [-]

Standard deviation. [kN/m

] 2

' Normal effective stress. [kN/m

] 2

’ , ’ , ’₁ ₂ ₃ Principal effective stresses. [kN/m

] 2

’_h Horizontal effective stress. [kN/m

] 2

Friction angle. [°]

mob Mobilized friction angle. [º]

Submerged unit weight of sand: = (1 – n) . ( – )_s _w [kN/m

] 3

(26)

s Unit weight of sand. [kN/m ] 3

w Unit weight of water. [kN/m

] 3

D-Flow Slide - Input parameters

Contents Home Background Input parameters Verification Unresolved Issues Literature

Other Geo Products

The user interface of D-FLOW SLIDE is available in Dutch and English (Tools - Program Options), that's why the description of the input parameters below is given in both languages.

Geometry

Soil parameters (per layer) Calculation parameters

Water

Parameters for the Detailed (TR) check Calcualtion parameters

Probabilistic calculation parameters Parameters for the advanced check on liquefaction (SLIQ-2D) Parameters for the advanced check on breaching (HMTurb)

Initialization parameters Physical constants

Geometry

To determine the geometrical parameters such as the channel depth, the slope angle... etc, D-FLOW SLIDE simplifies the original surface line using a profile with only 18 characteristic points, as can be seen in the figure below.

(27)

Soil parameters (per layer)

Name in English in D-FLOW SLIDE Name in Dutch in D-FLOW SLIDE

Description Symbol Unit Default

Name Naam Material name

Color Kleur Material color

Description Beschriving A short description of the material can be given

Soil type Grond type The soil type is used to determine if the material is sensitive to liquefaction Boolean Unsaturated unit weight Onverzadigd volume gewicht

Unsaturated unit weight (above the water level) _unsat kN/m3

Ovendry unit weight

(Oven) droog volume gewicht

Ovendry unit weight _kN/m3

Saturated unit weight

Verzadigd volume gewicht

Saturated unit weight (below the water level) _sat _kN/m3

Unit weight of grains

Volume gewicht van korrels

Unit weight of grains _sand _kN/m3 _{26.5 or}

26.25 Fine diameter

D15

Fijne diameter D15 Grain size D₁₅ micro m

Median diameter D50

Gemiddelde diameter D50

Median grain size D₅₀ micro m

Relative density Relatieve dichtheid Relative density: R = (n_n _max – n)/(n_max – n_min) R_n – 0.60

Minimum porosity Minimale porositeit Minimum porosity n_min – 0.30

Maximum porosity Maximale porositeit Maximum porosity n_max – 0.55

Porosity Porositeit Porosity n – 0.40

(28)

Smax Smax Maximum value of s. The value of s_max matches the friction angle , through equation:

s_max = 6 sin / (3 - sin )

s_max – 1.4

S2 S2 Value of s at maximum contraction s₂ – 1.3

Ks0 Ks0 Value of Ks at average stress p '₀ K_s0 _kN/m2 50000

m m Parameter describing f(s), defined in the following equation: f(s) = A s – B s / (sm r _max – s)

m – 2

r r Parameter describing f(s), defined in the following equation: f(s) = A s – B s / (sm r _max – s)

r – 7

u u Parameter describing the influence of p’ on Ks defined in equation:

Ks = Ks0 (p' / p ')₀ u

u – 1

v v Parameter describing the influence of p'_CON on vol_dm, defined in equation:

= (p ' / p ') vol;dm vol;dm0 CON 0

v

v – 1.25

Calculation parameters

Water

Name in English Name in Dutch Description Symbol Unit Default

Water level Niveau water The water level. Z_water m 0 Unit weight of water Soortelijk gewicht water The unit weight of water. _w _kN/m3 9.81

Parameters for the Detailed (TR) check

Calcualtion parameters

Required probability of failure

Toelaatbare faalkans Required probability of failure 1:n jaar

4000

Percentage p.o.f. flow slide Percentage faalkans zettingsvloeiing

Percentage of probability of failure by flow slide

% 1

Model factor Modelfactor m – 1.5

Area ratio Oppervlakte balans c = Area2 / Area1 c – 1.4

Critical erosion length Kritische erosie lengte The critical legth for erosion – 0 Considered dike length Beschouwde dijk lengte Length of the dike section L

trajectlengte

m 600

Probabilistic calculation parameters

D-FLOW SLIDE applies a stochastic distribution for the 4 following parameters.

Name in English Name in Dutch Description Symbol Unit

Relative height upper part

Relatieve hoogte bovenste deel

Ratio between the height of the upper steep part (D) and the channel height (H).

D/H –

(29)

Slope upper steep part

Helling bovenste steile deel The slope of the upper steep part. –

Area ratio Gebiedsratio The area ratio: c = Area2 / Area1 c –

The stochastic distribution can either be: Deterministic, Uniform, Normal, Log normal, Exponential, Gamma, Beta, Brechet, Weibull, Truncated normal, Log normal II.

All distribution types are characterized by a mean and a standard deviation. Their default values are:

Stochastic parameter Unit Mean Standard deviation Distribution

Relative height upper part – 0.430 0.043 Normal

Slope lower part – 15.9 1.59 Normal

Slope upper steep part – 2.6 0.26 Normal

Area ratio – 1.40 0.14 Deterministic

Parameters for the advanced check on liquefaction (SLIQ-2D)

Name in English

Name in Dutch Description Symbol Unit Default

Saturation rate

Verzadigings graad

Degree of saturation S_r – 0

Grid points X Aantal rasterpunten X

Number of points in the grid in the X direction – 20

Grid points Y Aantal rasterpunten Y

Number of points in the grid in the Y direction – 20

Fill holes Vul gaten If true, D-FLOW SLIDE considers the stable points surrounded with unstable points as unstable.

Boolean True

Parameters for the advanced check on breaching (HMTurb)

Initialization parameters

Thickness top m 0.5

Froude Froude – 2

Concentration Concentratie % 12

Minimale kritische hoogte m 0.1

Maximale kritische hoogte m 1

Interval m 0.1

Physical constants

Symbol Description Unit Default

a_1_n0 Constant in erosion model. Default is 1. – 1 Aeros Constant in erosion model. Default is 0.018. – 0.018 Beros Constant in erosion model. Default is 1.3. – 1.3 d50d15 Ratio of mean to fine sand grain size. Default is 1.75. – 1.75 dn Porosity increase during dilatancy. Default is 4%. – 0.04 f0 Darcy-Weisbach bed friction coefficient. Default is 0.05. – 0.05

(30)

fki Ratio of bed to internal friction. Default is 0.333. – 0.333

i Hydraulic gradient. Default is 0. – 0

phi Sand slope angle of repose. Default is 32º. º 32 rk3 Constant in entrainment model. Default is 0.0015. – 0.0015 temp Water temperature. Default is 15ºC. ºC 15

D-Flow Slide - Verification

Contents Home Background Input parameters Verification Group 1 Group 2 Group 3 Group 4 Group 5 Unresolved Issues Literature

Other Geo Products

Deltares Systems commitment to quality control and quality assurance has leaded them to develop a formal and extensive procedure to verify the correct working of all of their geotechnical engineering tools. An extensive range of benchmark checks have been developed to check the correct functioning of each tool. During product development these checks are run on a regular basis to verify the improved product. These benchmark checks are provided in the following sections, to allow the users to overview the checking procedure and verify for themselves the correct functioning of D-FLOW SLIDE.

The benchmarks for Deltares Systems are subdivided into five separate groups as described below:

Group 1 – Benchmarks from literature (exact solution)

Simple benchmarks for which an exact analytical result is available from literature.

Group 2 – Benchmarks from literature (approximate solution)

More complex benchmarks described in literature for which an approximate solution is known.

Group 3 – Benchmarks from spreadsheets

Benchmarks which test program features using Excel spreadsheets.

Group 4 – Benchmarks generated by the program itself

Benchmarks for which the reference results are generated using D-FLOW SLIDE.

Group 5 – Benchmarks compared with other programs

Benchmarks for which the results of D-FLOW SLIDE are compared with the results of other programs.

As much as software developers would wish they could, it is impossible to prove the correctness of any non-trivial program. Re-calculating all the benchmarks and making sure the results are as they should be will prove to some degree that the program works as it should. Nevertheless there will always be combinations of input values that will cause the program to crash or produce wrong results. Hopefully by using the verification procedure the number of times this occurs will be limited.

The benchmarks will all be described to such detail that reproduction is possible at any time. In some cases, when the geometry is too complex to describe, the input file of the benchmark is needed. The results are presented in text format with each benchmark description.

The input files belonging to the benchmarks can be downloaded from those pages.

Overview of the benchmarks

Legend:

= Results of D-Flow Slide and results of the Benchmark are identical. = Results of D-Flow Slide and results of the Benchmark differ.

Group Input file (*.fsx) Title Global (VTV) Simple (CUR-113) Detailed (TR) Advanced (SLIQ2D) Advanced (HMTurb)

1 bm1-1 Study Case described in Technisch Rapport Voorland Zettingsvloeiing

(31)

2 bm2-1 Spui dike - hmp 63.9 (location Nieuw Beijerland)

bm2-2 Spui dike - hmp 65.0 (between locations Oud Beijerland and Nieuw Beijerland)

bm2-3 Spui dike - hmp 67.8 (location Oud Beijerland) a

3 bm3-1a Global check with traject: step 1 = No (Passed)

bm3-1b Global check with traject: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = No (Passed)

bm3-1c Global check with traject: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = Yes, step 5 = No (Passed)

bm3-1d Global check with traject: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = Yes, step 5 = Yes (Failed)

bm3-1e Global check with traject: step 1 = Yes, step 2 = Yes (Failed) 4 bm4-1 Test on the level indicator

bm4-2 Test on the units

5 bm5-1a Comparison with SLIQ2D - Case LGZM1 bm5-1b Comparison with SLIQ2D - Case LGZM2 bm5-1c Comparison with SLIQ2D - Case LGZM3 bm5-1d Comparison with SLIQ2D - Case LGZM4 bm5-1e Comparison with SLIQ2D - Case SIMPLETA bm5-1f Comparison with SLIQ2D - Case LG1D5N5H bm5-1g Comparison with SLIQ2D - Case HBPZBUI3 bm5-2 Comparison with SLIQ2D-Windows - 2 layers partially

saturated

bm5-3 Comparison with DZettingsVloeiing - Study Case described in Technisch Rapport Voorland Zettingsvloeiing

bm5-4 Comparison with HMBreach/HMTurb - 1 layer bm5-5 Comparison with HMBreach/HMTurb - 2 layers

a_{The detailed check with}_{D-FLOW SLIDE}_{not succeeds whereas it should succeed acc. to the benchmark.}

D-Flow Slide - Group 1

(32)

Group 1: Benchmarks from literature (exact solution)

This section describes a number of benchmarks for which an exact analytical solution can be found in the literature.

1.1. Study Case described in "Technisch Rapport Voorland Zettingsvloeiing"

Description

The example given in "Annex A - Case Study" of the Deltares report 1200503-001-GEO-0004 "Concept Technisch Rapport Voorland Zettingsvloeiing" of G.A. van den Ham & Co is used.

In this example, both global and detailed checks are completed on the basis of a (fictitious) dike section, which with regard to geometry and soil structure is typical of the Southwest Delta.

The dike has a height of NAP+5 m, a crest width of 3 m and a slope of 1:3.

The foreshore begins to imaginary toe of the dike at an elevation of NAP and is 60 m wide. The toe of the trench is NAP-15 m and has a slope of 1:6. The dike section is 800 m long. The phreatic level is at NAP-2 m.

The soil profile is as follows:

from NAP+3.5 m to NAP+1 m: peat from NAP+1 m to NAP-5 m: silty clay

from NAP-5 m to NAP-18 m: moderately to loosely compacted sand (Calais) from NAP-18 m to NAP-30 m: densely compacted sand

Benchmarks results

The details of the calculation can be found in annex A of the report. The main results are given in the table below. The global check fails but the detailed check passes.

D-Flow Slide results

Results of benchmark 1-1 for the Global Check

Unit Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

Marge [m] 35 35 0.00%

X coordinate of the observation profile (X_sign) [m] -35 -35 0.00%

X coordinate of the liquefaction point (X_ZV) [m] 30 30 0.00%

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? Yes Yes Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore? No No Step 4: Is liquefaction possible on the basis of the geometry? Yes Yes Step 5: Are there any sensitive to liquefaction layers present? Yes Yes

Result of the Global Check Failed Failed

Results of benchmark 1-1 for the Detailed Check

Unit Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

Fictive channel depht (H )_r [m] 21.571 21.571 0.00 % Fictive slope (cotan )_r [-] 10.500 10.500 0.00 % Probability of liquefaction [-] 2.93 × 1E-03 2.93 × 1E-03 0.00 % Representative probability of failure [-] 3.52 × 1E-03 3.52 × 1E-03 0.00 %

[-] 3.749 3.749 0.00 %

(33)

Probability of failure [-] 3.12 × 1E-07 3.12 × 1E-07 0.00 % Allowable probability of failure [-] 2.50 × 1E-06 2.50 × 1E-06 0.00 % Result of Detailed Check Succeeded Succeeded

D-Flow Slide - Group 2

Other Geo Products

Group 2: Benchmarks from literature (approximate solution)

This section uses the results of a by-hand calculation performed for three profiles of the Spui dike project (see figure below): km 63.9 (Nieuw Beijerland)

km 65.0 (between Oud Beijerland and Nieuw Beijerland) km 67.8 (Oud Beijerland)

(34)

2.1. Spui dike at km 63.9 (Nieuw Beijerland)

Description

The dike profile at hmp 63.9 is given in the figure below.

The soil profile and the material properties are given in the following table:

Top level (m NAP)

Material Formation Sensitive

to liquef. D _r (%) n (%) n min (%) n max (%) unsat (kN/m ) 3 sat (kN/m ) 3 grains (kN/m ) 3 D₅₀ (mm) D₁₅ (mm) (deg) c (kPa) Grond level Clay Dunkirk / anthropogenic No 18 18 26.5 25 0 -0.5 Clay/Sand Dunkirk No 18 18 26.5 25 0 -6.5 Peat Holland No 10 10 26.5 25 0 -7.5 Clay Calais No 18 18 26.5 25 0 -8.5 Sand clayey/Sand Calais Yes 35 45 36.5 49.5 19 19 26.5 0.160 0.080 25 0

-9.5 Sand Calais Yes 30 45.6 36.5 49.5 20 20 26.5 0.160 0.080 30 0

-12.5 Sand Calais Yes 25 46.3 36.5 49.5 20 20 26.5 0.160 0.080 30 0

-18 Sand Pleistocene Yes 60 41.7 36.5 49.5 20 20 26.5 0.160 0.080 35 0

The other calculation parameters used are: Water level: 0.9 m

Required probability of failure of the dike: 1:4000 Percentage probability of failure byliquefaction: 1 % Model factor: 1

Area ratio (c = A /A ): 1.4₂ ₁

Standard deviation cot(gamma): 4.6 Considered dike length: 100 m

Benchmark results

According to the by hand calculation, both Global and Advanced checks fail.

D-FLOW SLIDE results

D-FLOW SLIDE results are in accordance with the results by hand as show in the table below.

Method Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

(35)

Detailed check Failed Failed

2.2. Spui dike at km 65.0 (between Oud Beijerland and Nieuw Beijerland)

Description

The dike profile at km 65.0 is given in the figure below.

The soil profile and the material properties are the same as for the profile at km 63.9 (see paragraph 2.1).

According to the by hand calculation, both Global and Advanced checks pass.

D-FLOW SLIDE results are in accordance with the results by hand as show in the table below.

Global check Passed Passed Detailed check Passed Passed

2.3. Spui dike at km 67.8 (oud Beijerland)

Description

The dike profile at km 67.8 is given in the figure below.

(36)

Top level (m NAP)

Material Formation Sensitive to liquef. D _r (%) n (%) n min (%) n max (%) unsat (kN/m ) 3 sat (kN/m ) 3 grains (kN/m ) 3 D₅₀ (mm) D₁₅ (mm) (deg) c (kPa) Grond level Clay Dunkirk / anthropogenic No 18 18 26.5 25 0 -0.5 Clay/Sand Dunkirk No 18 18 26.5 25 0 -4 Peat Holland No 10 10 26.5 25 0 -5 Clay Calais No 18 18 26.5 25 0

-6 Sand Calais Yes 20 46.9 36.5 49.5 20 20 26.5 0.160 0.080 30 0

-20 Sand Pleistocene Yes 60 41.7 36.5 49.5 20 20 26.5 0.160 0.080 35 0

According to the by hand calculation, the Global check fails and the Advanced check passes.

D-FLOW SLIDE results differ from the results by hand for the Detailed check, as show in the table below.

Global check Failed Failed Detailed check Passed Failed

D-Flow Slide - Group 3

Other Geo Products

Group 3: Benchmarks from spreadsheets

This section uses tests performed by hand or by means of an Excel spreadsheet.

3.1 Test of all possible trajectories of the Global check

Description

This benchmark tests all possible trajectories according to the Global check. Those trajectories are: Case A: step 1 = No Global check passed

Case B: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = No Global check passed

Case C: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = Yes, step 5 = No Global check passed Case D: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = Yes, step 5 = Yes Global check failed Case E: step 1 = Yes, step 2 = Yes Global check failed

(37)

For case A, the same input as benchmark 1-1 (see group 1) is used except for the surface line: the length of the foreland is increased to 160 m (instead of 60 m).

For case B, the same input as benchmark 1-1 (see group 1) is used except for xxx: xxx. For case C, the same input as benchmark 1-1 (see group 1) is used except for xxx: xxx. For case D, the same input as benchmark 1-1 (see group 1) is used.

For case E, the same input as benchmark 1-1 (see group 1) is used except for xxx: xxx.

Benchmarks results

Hereafter are given the analytical results per case. Case A:

Channel depth: H = 15 m

Thickness of the sensitive layer: H_vw = 10 m Marge = 2 H_vw + 1.5 (H - H_vw) = 27.5 m Slope of the observation profile: 1:15 Assessment level: Z = -10 m X_Ssign = 72.5 m

X_Szv = 30 m

D-Flow Slide results

D-FLOW SLIDE results are in accordance with the results by hand as show in the tables below.

Results of benchmark 3-1 for case A

Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

Marge xxx xxx xxx

Assessment level xxx xxx xxx

X-coordinate of the observation point Ssign xxx xxx xxx X-coordinate of the liquefaction point S_ZV xxx xxx xxx Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? No No

Result of the Global check Passed Passed

Results of benchmark 3-1 for case B

Marge xxx xxx xxx

X-coordinate of the observation point Ssign xxx xxx xxx

X-coordinate of the liquefaction point S_ZV xxx xxx xxx

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? Yes Yes Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore? No No Step 4: Is liquefaction possible on the basis of the geometry? No No

(38)

Marge xxx xxx xxx

X-coordinate of the observation point S_sign xxx xxx xxx

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? Yes Yes Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore? No No Step 4: Is liquefaction possible on the basis of the geometry? Yes Yes Step 5: Are there any sensitive to liquefaction layers present? No No

Results of benchmark 3-1 for case D

Marge xxx xxx xxx

X-coordinate of the observation point Ssign xxx xxx xxx

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? Yes Yes Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore? No No Step 4: Is liquefaction possible on the basis of the geometry? Yes Yes Step 5: Are there any sensitive to liquefaction layers present? Yes Yes

Result of the Global check Failed Failed

Results of benchmark 3-1 for case E

Marge xxx xxx xxx

X-coordinate of the observation point S_sign xxx xxx xxx

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? Yes Yes Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore? Yes Yes

Result of the Global check Failed Failed

D-Flow Slide - Group 4

Contents Home