Geïntegreerd ontwerp steigerconstructie ten behoeve van de HES Hartelstrook Tank Terminal

(1)

Geïntegreerd ontwerp steigerconstructie

ten behoeve van de HES Hartelstrook

Tank Terminal

Eindrapport pilotstudie

Auteur : M. van Splunter 66144

Student Hz University of Applied Science

Bedrijfsbegeleider : ing. D. Ripzaad PMSE RC

B.V. Ingenieursbureau M.U.C.

Externe begeleider : ing. A. Smitsman

Havenbedrijf Rotterdam N.V.

Afstudeer begeleider / 1e_examinator _{: Ir A. Repko}

Hz University of Applied Science

Datum : 5-6-2017

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450

(2)

HZ University of Applied Sciences | Havenbedrijf Rotterdam N.V. | B.V. Ingenieursbureau M.U.C.

Geïntegreerd ontwerp steigerconstructie

ten behoeve van de HES Hartelstrook

Tank Terminal

Eindrapport pilotstudie

Afbeelding omslag: © HES International

Auteur : M. van Splunter 66144

Student Hz University of Applied Science

Bedrijfsbegeleider : ing. D. Ripzaad PMSE RC

B.V. Ingenieursbureau M.U.C.

Externe begeleider : ing. A. Smitsman

Havenbedrijf Rotterdam N.V.

Afstudeer begeleider / 1e_examinator _{: Ir A. Repko}

Afstudeer begeleider / 2e_examinator _{: ing. J. de Keijzer}

Opleiding : Civiele Techniek

Studiejaar / semester : 2016-2017, semester 2 Datum : 5-6-2017 Terheijden Versie : Concept Definitief

(3)

Voorwoord

Voor u ligt het eindrapport naar de haalbaarheids studie van een ontwerp waarbij het remmingswerk bij de HES Hartelstrook Tank Terminal wordt geïntegreerd in de naastgelegen steigerconstructie.

Ik wil mijn bedrijfsbegeleider ing. D. Ripzaad PMSE RC en 1e_{examinator Ir A. Repko}

bedanken voor hun begeleiding tijdens de gehele afstudeerperiode. Daarnaast wil ik de overige medewerkers van B.V. Ingenieursbureau M.U.C. bedanken voor de hulp die ik heb mogen ontvangen tijdens deze studie. Ten slotte wil ik ing. A. Smitsman bedanken voor de begeleiding die ik vanuit het Havenbedrijf Rotterdam N.V. heb mogen ontvangen.

Terheijden, 5 juni 2017

(4)

Inhoudsopgave

1. Introductie ... 1 1.1. Achtergrond probleemstelling ... 1 1.2 Probleemstelling ... 1 1.3. Doelstelling ... 2 1.4 Hoofdvraag en deelvragen ... 2 1.5. Leeswijzer ... 2 2. Theoretisch kader ... 3 2.1 Algemeen... 3 2.1.1 Definities en functies ... 3

2.1.2 Vigerende normen en richtlijnen ... 4

2.2 Beschouwing project locatie ... 5

2.2.1 Constructiediepte en niveaus... 5

2.2.2 Geotechnische gegevens ... 6

2.3 (Functionele) Eisen Havenbedrijf Rotterdam N.V. ... 7

2.3.1 Scheepskarakteristieken ... 7

2.3.2 Aantal ligplaatsen ... 7

2.3.3 Equipement ... 8

2.4 Constructie varianten en alternatieven ... 8

2.4.1 Een massieve constructie (harde botsing) ... 8

2.4.2 Een open constructie (zachte botsing) ... 9

2.4.3 Alternatieven ...10

2.5 Aanvaarenergie, Arbeid en belastingen t.g.v. afmeren ...11

2.5.1 Bepalen aanvaarenergie...11 2.5.2 Vormveranderingsarbeid ...12 2.5.3 Gronddrukcoëfficiënten...13 2.5.4 Beddingsconstante ...14 3. Methode ...15 3.1 Huidige situatie ...15

3.2 Programma van eisen ...16

3.3 Voorlopig ontwerp ...16 3.3.1 Varianten eliminatie ...16 3.3.2 Berekening vormveranderingsarbeid ...17 3.4 Alternatieve studie ...19 3.5 Definitief ontwerp ...20 3.6 Tekenen voorkeursvariant ...21 3.7 Vergelijking ...21

(5)

3.8 Programmatuur ...21 3.9 Onderzoeksmethode ...21 4. Ontwerp resultaten ...22 4.1 Uitgangspunten berekening ...22 4.2. Geotechnisch ontwerp ...23 4.2.1 Gereduceerde conusweerstand ...23 4.2.2 Horizontale beddingsconstante ...23 4.2.3 Verticaal draagvermogen ...24 4.3.Voorlopig ontwerp ...26

4.3.1 Alternatief 1 – asymmetrisch juk met prefab betonpalen #500 mm ...26

4.3.2 Alternatief 2 – Constructie met een scharnierende verbinding ...28

4.3.3 Alternatief 3 – Portaalconstructie met een rol/- glijoplegging ...30

4.4 Bepaling voorkeursalternatief ...32

4.4.1 Multi Criteria Analyse ...32

4.4.2 Gevoeligheidsanalyse ...32 4.4.3 Voorkeursvariant. ...33 4.5 Definitief ontwerp ...34 4.5.1 Stootkrachten/Belastingen ...34 4.5.1 Dilatatievoegen ...34 4.5.2 Buispalen ...35 4.5.3 Betonkesp 1500*800 mm ...36

4.5.5 scharnierende verbinding paalkop ...38

4.6 Levensduurkosten ...40

5. Discussie ...41

6. Conclusie ...42

(6)

Bijlage:

Bijlage 01 – Geotechnische gegevens ... I Bijlage 02 – Foto’s massieve constructie ... II Bijlage 03 – Fundatietechnieken ...III Bijlage 04 – Hei prognose ... IV Bijlage 05 – Foto’s open constructie ... V Bijlage 06 – Bepaling (externe) factoren afmeerenergie ... VI Bijlage 07 – Vervormingsgedrag elastische constructie ... VII Bijlage 08 – Toelichting gronddruk coëfficiënten ... VIII Bijlage 09 – Toelichting beddingsconstante ... IX Bijlage 10 – Vergelijking scharnierend en ingeklemd portaal ... X Bijlage 11 – Enquête MCA ... XI Bijlage 12 – Programma van eisen ... XII Bijlage 13 – Gereduceerde conusweerstand ... XIII Bijlage 14 – Handberekening verticaal draagvermogen ... XIV Bijlage 15 – Berekening horizontale beddingsconstante ... XV Bijlage 16 – Verificatie spreadsheet ... XVI Bijlage 17 – Berekeningen verticaal draagvermogen ... XVII Bijlage 18 – Berekeningen voorlopig ontwerp ... XVIII Bijlage 19 – Multi Criteria Analyse ... XIX Bijlage 20 – Berekeningen definitief ontwerp ... XX Bijlage 21 – Opneembare energie ... XXI Bijlage 22 – Doorsnede controle buispaal... XXII Bijlage 23 – Controle plooi buispaal ... XXIII Bijlage 24 – Wapeningsberekening betonnen kesp ... XXIV Bijlage 25 – Berekening dwarskrachtwapening ... XXV Bijlage 26 – Scharnierende verbinding ... XXVI Bijlage 27 – Levensduurkosten-berekening ... XXVII Bijlage 28 – Overzichtstekening ... XXVIII

Nawerk:

Figuren en tabellenlijst ... a Figurenlijst ... a Tabellenlijst ... b Bibliografie ... c

(7)

Pagina 1 van 43 EINDRAPPORT PILOTSTUDIE | M. VAN SPLUNTER

1. Introductie

In dit hoofdstuk wordt een introductie gepresenteerd betreffende de afstudeercases. Eerst zal de achtergrond van de onderzoeksopdracht aanbod komen. Vervolgens wordt de

probleemstelling behandeld. Verder komt de doelstelling van de onderzoeksopdracht aanbod en zal de hoofdvraag en bijbehorende deelvragen worden opgesteld. Ten slotte wordt de leeswijzer van het onderhavige rapport gepresenteerd.

1.1. Achtergrond probleemstelling

De Rotterdamse haven is één van de belangrijkste kruispunten voor goederenstroom ter wereld. Per jaar wordt er in de Rotterdamse haven zo’n 465 miljoen ton aan goederen overgeslagen. Het totale havengebied heeft een oppervlakte van 12.500 ha waarvan 6.000 ha bestaat uit bedrijfsterrein. Verder wordt de haven jaarlijks bezocht door circa 30.000 zeeschepen en 110.000 binnenvaartschepen. Om al deze schepen te faciliteren beschikt het Havenbedrijf Rotterdam over circa 75 km kademuren, 18 zeesteigers en 96

binnenvaartsteigers (Bakker & Arkel, 2016).

Voor het Havenbedrijf Rotterdam N.V. heeft MariTeam opdracht gekregen om diverse maritieme constructies te engineren. De diverse maritieme constructies zijn ter

ondersteuning van een nieuw te realiseren tank terminal langs de Mississippihaven. Op het terrein van de nieuwe tank terminal zullen verschillende olieproducten (clean products) worden overgeslagen op zowel binnenvaart- als zeeschepen. Deze chemische stoffen zijn ingedeeld in verschillende gevarenklassen, te weten:

 Gevarenklasse K1, met een vlampunt minder dan 21 °C;

 Gevarenklasse K2, met een vlampunt tussen de 21°C en 55 °C;  Gevarenklasse K3, met een vlampunt tussen de 55°C en 100°C.

De nieuw te realiseren tank terminal heeft een totale capaciteit van ca. 1.200.000 m3_{en zal}

in de markt worden gezet als de HES Hartelstrook tank terminal (HHTT).

Ten behoeve van de overslag op binnenvaartschepen zal het Havenbedrijf Rotterdam N.V. (HbR) onder andere een binnenvaartinsteekhaven realiseren. Deze insteekhaven bestaat uit een kade- en steigerconstructie met in totaal 9 ligplaatsen voor binnenvaartschepen.

In het huidige ontwerp heeft Ingenieursbureau M.U.C. (onderdeel van de combinatie MariTeam) een ontwerp gemaakt voor de steigerconstructie. In dit (traditionele) ontwerp wordt de steigerconstructie gefundeerd op betonnen palen. Voorlangs het steiger is een stalen remmingswerk ontworpen om de aanvaar energie te absorberen.

Aangezien een additioneel remmingswerk benodigd is om de aanvaarenergie te absorberen dienen twee constructies ontworpen, gebouwd en onderhouden te worden. Dit is een relatief dure maar gebruikelijke methode om een steiger te realiseren. Hierdoor is vanuit B.V.

Ingenieursbureau M.U.C. de belangstelling ontstaan om onderzoek te doen naar de

haalbaarheid van een geïntegreerd ontwerp. De primaire gedachte van het onderzoek is dat het combineren van de twee constructies functies mogelijk tot een economischer ontwerp leidt en tot minder kosten voor onderhoud op termijn gaat leiden.

1.2 Probleemstelling

Voor B.V. Ingenieursbureau M.U.C. is het op dit moment onbekend of het financieel en technisch haalbaar is om een geïntegreerd ontwerp toe te passen. Verder is het onbekend wat voor extra risico’s een geïntegreerd ontwerp met zich mee brengt. De beheersing van deze extra risico’s dient nader te worden verwerkt in de uitwerkingen van de afstudeercases.

(8)

1.3. Doelstelling

De doelstelling van het onderzoek is B.V. Ingenieursbureau M.U.C. inzicht te geven inzake de (financiële) haalbaarheid van een geïntegreerd ontwerp voor de steigerconstructie en remmingswerk ten behoeve van de toekomstige toepassingen.

De haalbaarheid van het geïntegreerde ontwerp wordt beoordeeld door de realisatie- en onderhoudskosten van het ontwerp te vergelijken met dat van de realisatie- en

onderhoudskosten van het huidige traditioneel ontwerp (op betonnen of stalen fundatiepalen).

Door inzage te krijgen in de kansen en beperkingen van een geïntegreerd ontwerp kan B.V. Ingenieursbureau M.U.C. mogelijk een marktvoordeel behalen bij het ontwerp van een toekomstige steigerconstructie i.c.m. een remmingswerk.

1.4 Hoofdvraag en deelvragen

De hoofdvraag voor de afstudeerscriptie luidt als volgt:

“Op welke wijze kan het remmingswerk bij de HES Hartelstrook Tank Terminal in de steigerconstructie worden geïntegreerd waarbij deze oplossing een competitieve variant is ten opzichte van het huidige ontwerp?”

De geïntegreerde oplossing wordt als competitief beschouwd indien de realisatie- en

onderhoudskosten van het ontwerp gunstig zijn in relatie tot het huidige ontwerp waarbij het remmingswerk en de steigerconstructie gescheiden zijn.

Het huidige ontwerp bestaat uit een steigerconstructie gefundeerd op betonnen palen. Verder is voorlangs het steiger een remmingswerk ontworpen om de aanvaarenergie te absorberen. Onder het huidige ontwerp worden beide constructies verstaan.

Om de bovenstaande hoofdvraag te beantwoorden dienen de volgende deelvragen beantwoord te worden:

 Hoe ziet de huidige situatie ter plaatse van de HES Hartelstrook Tank Terminal eruit?  Hoe ziet het functioneel en technisch PVE voor een geïntegreerd ontwerp eruit?  Hoe ziet het globale ontwerp van de drie competitieve varianten van het

geïntegreerde ontwerp eruit?

 Welk geïntegreerd ontwerp is de voorkeursvariant?

 Hoe ziet het definitief ontwerp van de voorkeursvariant eruit?

 Wat wordt het volledige ontwerp van de geïntegreerde constructie (inclusief tekeningen)?

 Is de voorkeursvariant van het geïntegreerde ontwerp een competitieve variant ten opzichte van het huidige ontwerp?

In dit onderzoek zal enkel de steigerconstructie in combinatie met het remmingswerk worden beschouwd. De kadeconstructie en overige maritieme constructies behoren niet tot de scope van deze casus.

1.5. Leeswijzer

In deze rapportage is het onderzoek gepresenteerd voor de hierboven beschreven

hoofdvraag. Hoofdstuk 2 behandeld het theoretisch kader. In hoofdstuk 3 komt de methode aanbod. Vervolgens wordt in hoofdstuk 4 het alternatieve ontwerp gepresenteerd. Ten slotte wordt als laatste de bibliografie gepresenteerd.

(9)

2. Theoretisch kader

In dit hoofdstuk wordt het theoretisch kader gepresenteerd. Het theoretisch kader zal de eerder besproken probleemstelling verder verfijnen. In het theoretisch kader zullen de al reeds bekende theorieën gepresenteerd worden die betrekking hebben op de

onderzoeksvragen. Ten slotte zullen de vigerende normen en richtlijnen gepresenteerd welke van toepassing zijn op het ontwerp van de beide constructies.

2.1 Algemeen

In de onderstaande paragraaf zijn een aantal definities en functies gepresenteerd.

2.1.1 Definities en functies

Afmeervoorziening

De functie van een afmeervoorziening (zoals een steigerconstructie) is het ter

beschikkingstellen van een verticale constructie waar schepen veilig tegen af kunnen meren (Thoresen, 2014). Deze afmeervoorzieningen kunnen in twee categorieën worden ingedeeld, te weten:

 Een massieve constructie;  Een open constructie.

De twee bovenstaande categorieën zijn beide een voorbeeld van een doorlopende verticale constructie. Naast een doorlopende constructie bestaan er ook constructies die uit één element bestaan. Een voorbeeld hiervan zijn meerpalen en dukdalven.

Steigerconstructie

De definitie van een steiger betreft: “Een lange, smalle, boven het water aangebrachte of op het water drijvende constructie, die het mogelijk maakt dat personen en/of goederen (lading) het vaartuig kunnen bereiken” (Klein, 2016).

Kadeconstructie

Een kadeconstructie bestaat uit één of meerdere ligplaatsen die direct aan een land- of havengebied grenzen. De ligplaatsen voor de schepen zijn hierbij parallel aan de kustlijn (Agerschou, et al., 2004).

Remmingswerk

De principiële functie van een remmingswerk is het transformeren van de stootkracht die ontstaat tijdens het afmeren naar reactiekrachten die zowel het schip als de

afmeervoorziening veilig kunnen absorberen (Thoresen, 2014). Harde en zachte botsing

Een botsing is gekarakteriseerd als een harde botsing, als de energie vooral wordt geabsorbeerd door het botsende object. Een botsing wordt als zachte gekarakteriseerd indien de constructie is ontworpen om te vervormen en hierdoor de botsenergie te absorberen [2].

Bruikbaarheids grenstoestand (BGT)

Voor de bepaling van de vormverandingsarbeid van de constructie wordt gerekend in de gebruiksfase (bruikbaarheids grenstoestand). De botskracht en bijbehorende verplaatsing dienen binnen de gestelde eisen te blijven [8].

Uiterste grenstoestand (UGT)

De sterkte en stabiliteit van de constructie dient gecontroleerd te worden in de uiterste grenstoestand [8].

(10)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 Verschil tussen een remmingswerk en geleidewerk

Een remmingswerk en geleidewerk zijn constructies welke beide instaat zijn een

aanvaarenergie te absorberen. Echter de functie van beide constructies verschilt. Bij een remmingswerk is er sprake van afmeren. Afmeren is een manoeuvre waarbij het schip “uitsluitend” naar het remmingswerk toe beweegt. Hierdoor zal het schip in langsrichting (zo goed als) geen snelheid meer hebben. Hierdoor staat de snelheidsvector van het schip zo goed als loodrecht op het remmingswerk. Bij een geleidewerk zal het schip het geleidewerk schampen. Dit betekend dat het schip in langs richting nog een relatief grote snelheid heeft. De snelheidsvector staat niet loodrecht op het geleidewerk en dient zodoende ontbonden te worden. In de onderstaande figuren (figuur 01 en figuur 02) is het principiële verschil tussen een geleidewerk en een remmingswerk gepresenteerd aangeduid met de snelheidsvector.

Figuur 01 Snelheidsvector geleidewerk

Figuur 02 Snelheidsvector remmingswerk

2.1.2 Vigerende normen en richtlijnen

Voor het ontwerp zullen de onderstaande normen van toepassing zijn: [1] NEN-EN 1990: Grondslagen van het constructief ontwerp;

[2] NEN-EN 1991-1-7: Belastingen op constructies – Deel 1-7: Algemene belastingen– Buitengewone belastingen: Stootbelastingen en ontploffingen; [3] NEN-EN 1992-1-1: Betonconstructies – Deel 1-1: Algemene regels en regels voor

gebouwen;

[4] NEN-EN 1993-1-1: Staalconstructies – Deel 1-1: Algemene regels en regels voor gebouwen;

[5] NEN-EN 1993-1-8: Staalconstructies – Deel 1-8: Verbindingen; [6] NEN-EN 1993-5: Staalconstructies – Deel 5: Palen en damwanden; [7] NEN 9997-1: Geotechnisch ontwerp van constructies;

[8] NIC: Handreiking rekenmethodieken NIC;

[9] EAU2012: Empfehlungen des Arbeitsausschusses “Ufereinfassungen” Häfen und Wasserstraßen;

[10] PIANC2002: Guidelines Design Fender Systems; [11] CUR166: Damwandconstructies;

[12] CUR 288: Ontwerprichtlijnen door grond horizontaal belaste palen; [13] CUR 2001-4: Ontwerpregels voor trekpalen;

[14] CUR 2001-8: Bearing capacity of steel pipe piles; [15] CUR 211: Handbook Quay Walls;

[16] CUR rapport 1694: Hei- en trilbaarheid palen en damwanden. v

(11)

2.2 Beschouwing project locatie

Zoals reeds vermeld zal de HES Hartelstrook tank terminal (HHTT) langs het Hartel kanaal worden gerealiseerd. Ten behoeve van de overslag op binnenvaartschepen zal het

Havenbedrijf Rotterdam N.V. (HbR) onder andere een binnenvaartinsteekhaven realiseren. In de binnenvaartinsteekhaven, genaamd Hudson haven, zullen in het huidige ontwerp de volgende drie maritieme constructies worden gerealiseerd:

 Een binnenvaartkade (Rood);

 Een steigerconstructie in combinatie met een leidingstraat (blauw);  Een remmingswerk voorlangs de steigerconstructie (groen).

In het volgende figuur (figuur 03) is een algemeen overzicht van de Hudson haven gepresenteerd.

Figuur 03 Algemeen overzicht Hudson haven (Bron: B.V. Ingenieursbureau M.U.C.)

NB: In het huidige ontwerp zijn de steigerconstructie en het remmingswerk gescheiden. In het onderhavige afstudeeronderzoek wordt de haalbaarheid van een geïntegreerd ontwerp onderzocht.

2.2.1 Constructiediepte en niveaus

De nautisch gegarandeerde diepte (N.G.D.) in de Hudson haven bedraagt NAP -7,00 m. Het huidige bodemniveau in de Hudson haven is onregelmatig en bedraagt op de diepste locatie NAP -8,00 m. De constructiediepte ter plaatse van de steigerconstructie bedraagt NAP -9,00 m. De constructiediepte is bepaald rekening houdend met een ontgronding van 1,0 meter. Het aangrijppunt van de stootkracht op de constructie is afhankelijk van de aanwezige waterstanden. Tijdens hoogwater zal de horizontale veerstijfheid ter plaatse van de

stootkracht kleiner zijn, maar de arm tot het inklempunt groter. Bij laagwater is de horizontale veerstijfheid ter plaatse van de stootkracht groter, maar de arm tot het inklempunt kleiner. Voor de bruikbaarheidsgrenstoestand (vereiste energie) en de uiterstegrenstoestand (sterkte en stabiliteit) berekening moeten de verschillende waterstanden bepaald worden. De

relevante waterstanden ter plaatsen van de Hudson haven bedragen:  LWgem: NAP -0,69 m;

 HWgem: NAP +1,26 m.

In paragraaf §2.5.1 en §2.5.2 zal verder worden ingegaan op de aanvaarenergie en de veerstijfheid van de constructie.

(12)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 In de volgende figuur (figuur 04) is een doorsnede van het huidige ontwerp van het

remmingswerk en steigerconstructie met de bijbehorende niveaus gepresenteerd.

Figuur 04 Huidig ontwerp (Bron: B.V. Ingenieursbureau M.U.C.)

2.2.2 Geotechnische gegevens

Op de locatie van de Hudson haven zijn diverse watersonderingen uitgevoerd op de as van de te realiseren steigerconstructie. Zowel een stijve grondsoort als een slappe grondsoort kunnen maatgevend zijn voor het ontwerp van de afmeervoorziening. Bij een zandige bodemopbouw is de bijbehorende beddingconstante hoger waardoor de stijfheid van de totale constructie toeneemt en zodoende ook de stootkracht tijdens het afmeren. Bij een kleiig bodemopbouw is de totale stijfheid lager, maar zal de passieve weerstand ook lager zijn. Hierdoor is bij een kleiige bodemopbouw een dieper paalpunt niveauvereist. Omdat de grond waarop gebouwd wordt een natuurlijk materiaal is waarvan de grond eigenschappen over de projectlocatie uiteen lopen, wordt zowel het stijve als het slappe grondgedrag beschouwd. De verschillende watersonderingen zijn hieronder weergegeven:

 As 6: DKM602 t/m DKM614;  As 7: DKM701 t/m DKM714.

In de onderstaande tabellen (tabel 01 en tabel 02) zijn de grondparameters van het slapste en stijfste grondgedrag gepresenteerd. De gemiddelde conusweerstand per laag zijn

bepaald met Microsoft Excel. Als uitgangspunt wordt een maximaal paalpunt niveau van -30 m NAP aangehouden. Bij een paalpunt niveau van -30 m NAP zal de paal zich circa 10 meter in een draagkrachtige laag bevinden, waardoor er reden is om aan te nemen dat er voldoende verticale capaciteit aanwezig is. De grondparameters worden tot een diepte van -35 m NAP bepaald rekening houdend met traject 1 en 2 voor de paalpunt weerstand.

Tabel 01 Sondering DKM611 slappe grondsoort

Laag Niveau b.k. laag [m; NAP] Grondsoort γdroog [kN/m3_] γnat [kN/m3_] qc [MPa] φ'k [°] C’ [kPa] 1 -9,5 Klei 19 19 3,1 17,5 0

2 -14,5 Zand, siltig, los 18 20 4,4 25,0 0

3 -20 Klei, matig zandig 18 18 3,0 22,5 5

4 -22,5 Zand, schoon, dicht 19 21 25,8 35 0

Tabel 02 Sondering DKM703 stijve grondsoort

Laag Niveau b.k. laag [m; NAP] Grondsoort γdroog [kN/m3_] γnat [kN/m3_] qc [MPa] φ'k [°] C’ [kPa]

1 -7,0 Zand, schoon, matig 18 20 11,8 32,5 0

2 -12,5 Zand, siltig, los 18 20 6,5 25,0 0

3 -19,0 Klei, matig zandig 18 18 3,6 22,5 5

4 -20,0 Zand, schoon, dicht 19 21 28,3 35 0

(13)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 Zoals in §2.2.1 beschreven bedraagt de constructiediepte (=DD) ter plaatse van de

steigerconstructie -9,00 m NAP. Om de nautische gegarandeerde diepte van NAP -7,00 m te realiseren zal op sommige plekken het huidige bodemniveau verlaagd worden. De

conusweerstand in de voorgaande tabellen zijn op basis van sonderingen die voorafgaande aan deze graaf werkzaamheden zijn gemaakt. Zodoende dient de conusweerstand

gereduceerd te worden conform [7].

Zoals in de voorgaande tabellen is gepresenteerd is er ter plaatse van sondering DKM611 een kleilaag aanwezig. Ten opzichte van de overige sonderingen is bij sondering DKM611 de dikste kleilaag aanwezig. Daarnaast ligt het bodemniveau van sondering DKM611 lager dan bij de overige sonderingen. Zodoende is sondering DKM611 voor het slappe

grondgedrag aangehouden.

Ter plaatse van sondering DKM703 is direct een zandige bodemopbouw aanwezig. Ten opzichte van de overige sonderingen is de zandlaag ter plaatse van sondering DKM703 dikker waardoor deze sondering voor het stijve grondgedrag is aangehouden.

De draagkrachtige zandlaag bevindt zich bij alle sonderingen op ca. -20 m NAP (het

Pleistoceen). Beide sonderingen zijn in Microsoft Excel tegen elkaar geplot. In Bijlage 01 zijn alle sonderingen en de Microsoft Excel grafiek gepresenteerd.

2.3 (Functionele) Eisen Havenbedrijf Rotterdam N.V.

In deze paragraaf zijn de belangrijkste eisen vanuit het Havenbedrijf Rotterdam N.V. opgenomen. Het volledige programma van eisen is gepresenteerd in bijlage 12.

2.3.1 Scheepskarakteristieken

Eén van de belangrijkste ontwerpcriteria is het maatgevende binnenvaartschip. Zowel de nautisch gegarandeerde diepte als de benodigde lengte van de afmeervoorziening (in

combinatie met het aantal ligplaatsen) zijn gebaseerd op het maatgevende binnenvaartschip. Verder is het maatgevende schip en de bijbehorende afmeersnelheid de belangrijkste

parameter voor de bepaling van de afmeerenergie. In de onderstaande tabel (tabel 03) zijn de scheepskarakteristieken van de maatgevende binnenvaartschepen gepresenteerd.

Tabel 03 Scheepskarakteristieken (Bron: Havenbedrijf Rotterdam N.V.)

Tankers Schip afmetingen Afmeer- Water

verplaatsing Klasse kenmerken Lengte [m] Breedte [m] Diepgang [m] Snelheid [m/s] Hoek [°] [ton] CEMT-klasse Barge 8 135 14,2 4,5 0,15 15 7000 VIa Barge 9 135 17,0 5,0 0,15 15 10000 2.3.2 Aantal ligplaatsen

In het programma van eisen van het Havenbedrijf Rotterdam N.V. is vastgesteld dat een totaal van 9 ligplaatsen in de Hudson haven dient te worden gerealiseerd. Zoals reeds vermeld zal zowel een binnenvaartkade als een binnenvaartsteiger worden gerealiseerd. In figuur 03 zijn de ligplaatsen gepresenteerd. Langs de steigerconstructie met remmingswerk zullen 4 ligplaatsen voor de maatgevende binnenvaartschepen worden gerealiseerd. Langs de binnenvaartkade zullen 5 ligplaatsen worden gerealiseerd.

(14)

2.3.3 Equipement

Zoals in paragraaf §2.1 is vastgesteld maakt een steigerconstructie het mogelijk dat

personen en/of goederen (lading) een vaartuig kunnen bereiken via een drijvende of boven het water aangebrachte constructie. Zodoende wordt de afmeervoorziening met de volgende hoofditems uitgerust:

 Per ligplaats 4 Marine Loading Arms (2 Marine Loadings Arms voor toekomstige uitbreiding);

 Een leidingcorridor;  Een onderhoudscorridor.

In het programma van eisen (bijlage 12) is een belastingoverzicht toegevoegd waarin de belastingen vanuit de voet van de Marine Loading Arm (MLA) zijn gepresenteerd. De representatieve waarde van de belasting uit de MLA is in de onderstaande tabel (tabel 04) gepresenteerd.

Tabel 04 Representatieve waarde van de belasting uit MLA (Bron: HES International B.V.)

Gewicht [kN] Moment [kNm] Afschuifkracht [kN] 6” Mk9 180 350 28

2.4 Constructie varianten en alternatieven

In de deze paragraaf worden de twee verschillende constructie varianten die in de literatuur zijn gevonden gepresenteerd. Ten slotte wordt een overzicht gepresenteerd van de

verschillende mogelijke alternatieven.

2.4.1 Een massieve constructie (harde botsing)

Een massieve afmeervoorziening is een constructie waarbij schepen afmeren tegen een object wat relatief gezien weinig doorbuigt. Voorbeelden van een massieve constructie is een kistdam of een caisson constructie. Hoewel beide constructies niet voldoen aan de definitie van een steiger, zijn het wel degelijk varianten die overwogen dienen te worden in het theoretisch kader. Zowel een caisson als een kistdam kunnen immers de functie van een steiger vervullen, namelijk het mogelijk maken dat personen en/of goederen (lading) het vaartuig kunnen bereiken. Een caisson of een kistdam kan haaks op de kustlijn worden aangebracht. Een bekend voorbeeld zijn de “Mulberry harbours” die zijn toegepast tijdens D-day gedurende de tweede wereld oorlog.

Een kadeconstructie zoals een gewichtsmuur, (combi)wand met ontlastvloer is bij voorbaat geen gewenste variant. Deze massieve constructies zijn uitsluitend voor situaties waarbij de afmeerlijn parallel aan het natuurlijke talud loopt.

Over het algemeen heeft een massieve constructie meer weerstand tegen zowel horizontale als verticale belastingen dan een open

constructie (Thoresen, 2014). Dit komt door het relatief grote eigengewicht van een

massieve constructie. Een open constructie is gevoeliger voor horizontale en verticale belastingen. Hierdoor is een massieve constructie minder gevoelig voor de impact van een schip dan een open constructie. In de neven staande figuur (figuur 05) is een schets van een kistdam gepresenteerd.

In bijlage 02 zijn impressie afbeeldingen van een massieve constructie gepresenteerd.

(15)

2.4.2 Een open constructie (zachte botsing)

In tegenstelling tot een massieve constructie is een open constructie relatief flexibel. Een open

constructie bestaat uit een (betonnen) platform welke is gefundeerd op kolommen of palen. Ook kan een open constructie als drijvende constructie worden uitgevoerd. Conform [15] en Port Designer’s Handbook, Third edition (Thoresen, 2014) worden open constructies voornamelijk toegepast indien aan één van de onderstaande voorwaarden wordt

voldaan:

 De (overslag) activiteiten boven het waterpeil plaats vinden;

 Er voldoende ruimte aanwezig is voor een open constructie;

 Er een relatief slechte grondsoort aanwezig is waardoor de grondcondities ongeschikt zijn voor een massieve (relatief zware) constructie;

 Grote waterdieptes van toepassing zijn;

 De hydraulische stroming zo min mogelijk verstoort moet worden;  Opvul materiaal lastig te verkrijgen is.

In de voorgaande figuur (figuur 06) is een voorbeeld van een open constructie

gepresenteerd. In de literatuur zijn verschillende fundatietechnieken voor open constructies te vinden, te weten:

 Betonpalen;

Een fundatie op betonpalen heeft als voordeel dat tijdens de heiwerkzaamheden de grond rondom de paal verdrongen wordt. Hierdoor kan een grotere draagcapaciteit worden behaald dan bij bijvoorbeeld met een grondverwijderende methode. Door de verdichtende werking van het heien is een paal welke wordt ingebracht middels een grondverdringende methode lastiger op diepte te krijgen dan bijvoorbeeld een grondverwijderende methode. Het heigedrag van de paalfundatie is voorspeld in bijlage 04 door middel van een hei prognose en wordt als goed uitvoerbaar beschouwd.

 (Open) Stalen buispalen;

Een fundatie met open stalen buispalen heeft als voordeel dat bij een open paal zowel de binnen- als buitenwand schachtwrijving bijdraagt aan de totale

draagcapaciteit van de fundatie. In tegenstelling tot een dichte paal heeft een open paal wel een minder verdichtende werking tijdens het heien [13]. Door het relatief weinig grondverdringende gedrag van een open stalen buispaal ontstaan er minder trilling- en geluidshinder dan bij een betonpaal. Aangezien er minder grond volume rondom de paal verdicht wordt is een open stalen buispaal makkelijker op diepte te krijgen dan een betonpaal. Uit de hei prognose in bijlage 04 blijkt dat deze

paalfundatie goed uitvoer is.  Kolommen;

Een kolomfundatie kan beschouwd worden als een fundatie op staal waarbij een bepaald funderingsoppervlakte benodigd is om voldoende horizontale- en verticale weerstand te bieden (Thoresen, 2014).

 Drijvend steiger.

Een drijvend steiger heeft als voordeel dat getijdenwerking geen tot weinig invloed heeft op afmerende schepen. Hierdoor is een drijvend steiger een goed alternatief in een getijde gebied (Leusen & Velden, 1999).

In bijlage 03 is een toelichting van de verschillende fundatietechnieken gepresenteerd. Ten slotte zijn in bijlage 05 afbeeldingen van open constructies gepresenteerd.

(16)

2.4.3 Alternatieven

Uit de voorgaande varianten kunnen meerdere alternatieven worden opgesteld. De

verschillende alternatieven zijn in de onderstaande tabel (tabel 05) gepresenteerd. Waarbij voordelen met een (+) en nadelen met een (-) zijn aangegeven.

Tabel 05 Alternatieven overzicht

Alternatieven

Constructie Beschrijving O pe n con st ructie A Drijvend steiger:

- Groot oppervlak benodigd t.b.v. stabiliteit; - Zeer gevoelig voor variabele belastingen;  Geen fundatie benodigd voor het dek;  Onafhankelijk van getijde werking.

B

Asymmetrisch juk met prefab betonpalen:

- Hoge stijfheid waardoor een fender benodigd kan zijn;

- Meer palen benodigd dan bij de portaalconstructies;

 Kleinere vervormingen dan bij een flexibele constructie waardoor eerder wordt voldaan aan bruikbaarheids eisen;

 Kleine horizontaal kracht per paal.

C

Constructie met een scharnierende verbinding:

- Door de grote stijfheid van het dek worden alle palen gemobiliseerd (hogere stijfheid);

- Grote verplaatsingen in het dek;

 Door de scharnierende verbinding wordt de stijfheid van de constructie lager;

 Kleine horizontaal kracht per paal.

D

Portaalconstructie met een rol/- glijoplegging: - Grote horizontaal kracht per paal; - Grote interne krachten;

 Kleine verplaatsingen in het dek;  Stijfheid dek heeft geen invloed op de

scheepstoot tijdens het afmeren.

E

Kolomfundatie

- Zeer grote interne krachten t.g.v. de “vrije” oplegging;

- Groot fundatie oppervlak benodigd voor voldoende (verticale) draagkracht;  Geen heipaal benodigd.

M assi eve con st ru ct ie F

Kistdam (met fender)

- Veel materiaal benodigd; - Relatief lange bouwtijd;

- Veel meters damwand benodigd (duur);  Kan zeer hoge bovenbelastingen opnemen;  Kan grote horizontale krachten opnemen.

(17)

2.5 Aanvaarenergie, Arbeid en belastingen t.g.v. afmeren

2.5.1 Bepalen aanvaarenergie

Tijdens het afmeren zal het schip een bepaalde afmeersnelheid hebben richting de

afmeervoorziening. Deze afmeersnelheid en de massa van het schip resulteren in kinetische energie of bewegingsenergie. Deze vorm van energie ontstaat vanwege de traagheid van massa. De massa wil met dezelfde snelheid in dezelfde richting blijven bewegen. Om het schip tot stilstand te krijgen zal de steigerconstructie/remmingswerk deze bewegingsenergie moeten opnemen. De kinetische energie van een object met een bepaalde massa en een bepaalde snelheid wordt bepaald met:

E=1 2mv2 Waarin:

E : de kinetische energie [kNm]

m : de massa van het object [ton] v : de snelheid van het object [m/s]

De bovenstaande formule geeft de theoretische notatie voor de bepaling van de kinetische energie van een object met een bepaalde massa en snelheid. In praktijk zullen er meerdere (externe) factoren van invloed zijn op de kinetische energie van het schip. De (externe) factoren conform de Empfehlungen des Arbeitsausschusses Ufereinfassungen-EAU [9] en de PIANC – Guidelines for the design of Fenders System [10]

In bijlage 06 is de uitwerking van de (externe) factoren gepresenteerd. De bepaling van de abnormale afmeerenergie is gepresenteerd in bijlage 12.

In de Handreiking rekenmethodieken NIC [8] zijn vuistregels voor de aanvaar energie opgenomen. Ter indicatie zijn deze waarden in de onderstaande tabel (tabel 06) gepresenteerd.

Tabel 06 Vuistregels energiewaarden per scheepsklasse

Scheepsvaart klasse Energiewaarde remmingswerk [kNm] Energiewaarde geleidewerk [kNm] Energiewaarde meerpalen [kNm] Energiewaarde beschermpalen [kNm] I 15 25 25 50 II 25 40 40 70 III 50 60 60 100 IV 80 100 100 150 Va 80 100 100 150 Vb 100 120 120 150 VIa 120 150 150 150 VIb 150 200 200 200

(18)

2.5.2 Vormveranderingsarbeid

In de voorgaande paragraaf (§2.5.1) is beschreven hoe de aanvaarenergie die door de constructie bepaald moet worden, kan worden bepaald. Deze kinetische energie van het schip wordt geheel of gedeeltelijk opgenomen door de vormveranderingsarbeid van het aangevaren object (Leusen & Velden, 1999) of het botsende object [2]. Om de

vormveranderingsarbeid te bepalen worden in de onderstaande paragraven twee type constructies beschreven.

2.5.2.1 Starre constructie

Zoals in paragraaf §2.1. besproken wordt een botsing als “harde botsing” gekarakteriseerd indien de energie vooral door het botsende object wordt geabsorbeerd. Het absorberen van de aanvaarenergie bij een starre constructie gebeurt dus door de vormveranderingsarbeid van het botsende object. Aangezien zowel het botsende object (het schip) als de starre constructie relatief stijf zijn zal er weinig vervorming optreden. Door de beperkte vervorming van zowel de scheepsromp als de afmeervoorziening zal de reactiekracht bij een starre constructie relatief hoog moeten zijn om de aanvaarenergie te absorberen. Voor een starre constructie bedraagt de opneembare energie:

E=0,5*F*δ Waarin:

F : De kritische bezwijkkracht van het botsende object;  : De maximale verplaatsing van het botsende object.

De maximale stootkracht die het schip kan opnemen is afhankelijk van de maximale contactdruk die mag optreden en het contact oppervlak. Aangezien bij een “harde botsing” de energie vooral door het botsende object geabsorbeerd word en de scheepsromp relatief stijf is, zal de totale verplaatsing kleiner zijn dan bij een elastische constructie. Aangezien de contactdruk ook beperkt is dient het contact oppervlak zeer groot te zijn om de

aanvaarenergie te absorberen.

2.5.2.2 Elastische constructie

In de bovenstaande paragraaf §2.5.2.1 is de theorie voor de maximaal opneembare energie bij een harde botsing besproken. Om de reactiekracht te verlagen, zodat de contactdruk van de scheepsromp niet overschreden wordt, dient de constructie te vervormen. Een elastische constructie zal bij een stootkracht een grotere vervorming ondergaan waardoor de

contactdruk op de romp afneemt en zodoende het benodigde contact oppervlak.

Met een vereenvoudigde formule kan de energieoverdracht worden bepaald waarbij wordt uitgegaan van een ondergrens waarbij de kracht en verplaatsing

lineair verlopen. In werkelijkheid verloopt de relatie tussen de stootkracht en verplaatsing niet lineair maar treedt een kromme op [8]. De kromme wordt veroorzaakt door het niet lineaire gedrag van de verschillende grondlagen. Het bepalen van de veerstijfheid van de verschillende grondlagen wordt in de volgende paragraven verder toegelicht. In de neven staande figuur (figuur 07) is de verplaatsing van een elastische constructie gepresenteerd.

In de bijlage 07 is het vervormingsgedrag en het verschil tussen het lineaire grondgedrag ten opzichte van het niet lineaire grondgedrag verder toegelicht.

(19)

2.5.3 Gronddrukcoëfficiënten

Ten gevolge van een stoot zal de constructie vervormen. Deze

vervorming bestaat uit de vervorming ten gevolge van de stijfheid van de constructie en de vervorming ten gevolge van de stijfheid van de fundering.

Om de stijfheid van de fundering te bepalen wordt uitgegaan van het lineair elasto-plastische gedrag van grond [11]. De relatie tussen de spanning en verplaatsing verloopt lineair totdat de grond bezwijkt waarna de spanning niet meer toe kan nemen maar de

vervorming wel. In de bovenstaande figuur (figuur 08) is het lineair

elasto-plastische gedrag van de grond gepresenteerd. Om de horizontale korrelspanning te bepalen wordt de effectieve verticale korrelspanning vermenigvuldigd met de passieve

gronddrukcoëfficiënt. Conform [12] kunnen twee methodes toegepast worden.

2.5.3.1 Brinch Hansen

Met de methode van Brinch Hansen wordt de passieve korreldruk bepaald. De actieve en neutrale gronddruk coëfficiënten worden op nul gesteld. De passieve korreldruk is volgens Brinch Hansen afhankelijk van de diepte en de diameter van de paal. De maximale passieve korreldruk conform Brinch Hansen bedraagt (Brinch-Hansen & Christensen, 1961):

σ'_p=K_q*σ'_v+K_c*c Waarin:

σ'p : De maximale passieve korreldruk conform Brinch Hansen;

σ'v : De effectieve verticale korrelspanning

c : De cohesie van de grondsoort;

Kq : De gronddruk coëfficiënt volgens Brinch Hansen;

Kc : De cohesie coëfficiënt volgens Brinch Hansen.

NB: Brinch Hansen wordt in combinatie met Ménard toegepast. De methode van Ménard zal in §2.5.4 verder worden toegelicht.

2.5.3.2 Gronddrukcoëfficiënten voor een doorlopende constructie (DIN 4085)

De maximale passieve korreldruk kan ook gevonden worden door de actieve, passieve en neutrale gronddrukken voor een doorlopende constructie te bepalen. Een doorlopende constructie mobiliseert per m1_{wand minder grond dan een alleenstaande horizontaal belaste}

paal. Om dit effect in rekening te brengen worden de coëfficiënten met een schelpfactor aangepast. Zodoende kunnen alleenstaande horizontaal belaste palen met de

rekenmethodiek voor een doorlopende constructie worden berekend. Indien de palen dicht naast elkaar staan kunnen de passieve gebieden achter de palen elkaar overlappen waardoor de rekenmethodiek voor een doorlopende constructie zonder schelpfactor meer representatief wordt [11].

(20)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 De actieve, passieve en neutrale gronddruk coëfficiënt kunnen worden bepaald volgens de methode van Müller-Breslau. De formule van Müller-Breslau gaat uit van rechte glijvlakken met een hoek van inwendige wrijving (Müller-Breslau, 1906). Een methode om de gronddruk coëfficiënten te bepalen op basis van een log-spiraalvormig (gekromd) glijvlak is de methode van Kötter. De Kötter methode gaat uit van een gewichtsloze, homogene grond zonder een bovenbelasting op het maaiveld (Kötter, 1903).

De gronddruk coëfficiënten in de actieve- en passieve zone kunnen conform met een vereenvoudigde methode (rechte glijvlakken) worden bepaald indien [11]:

 p ≤ 0° en φ’d ≤ 30° voor ruwe oppervlakken;

 p ≥ 0° voor iedere waarde van φ’d,

Rechte glijvlakken geven een te positief beeld van (voornamelijk) de passieve gronddrukken. Vooral bij hoge φ kunnen er aanzienlijke verschillen optreden. Indien aan de bovenstaande beperkingen niet wordt voldaan moeten de gronddruk coëfficiënten worden bepaald op basis van een log-spiraalvormig (gekromd) glijvlak. Hiervoor kan onder andere de methode van Kötter worden toegepast. In de onderstaande tabel (tabel 07) is een samenvattingen van de verschillende methoden gepresenteerd.

Tabel 07 Vergelijking gronddrukfactoren [11]

Gronddrukfactoren bij rechte glijvlakken Gronddrukfactoren bij gekromde glijvlakken Culmann (Culmann, 1866) Müller-Breslau

(Müller-Breslau, 1906)

Kötter (Kötter, 1903) Invloed hellend terrein Vlak terrein Wandwrijving wordt

meegenomen Plaatselijk aangrijpende

terreinbelastingen mogelijk

Gelijkmatig verdeelde terreinbelasting

Geen terrein belasting Niet toepasbaar bij  > 2/3φ’ Niet toepasbaar bij  > 2/3φ’ Toepasbaar bij hoge φ

waarden

De extra gemobiliseerde grond bij een alleenstaande paal wordt in rekening gebracht door de schelpfactor. De schelpfactor wordt bepaald per laag diepte in de grond conform de DIN 4085:2011-05.

In bijlage 08 is de bepaling de gronddrukcoëfficienten verder toegelicht. De

gronddrukcoëfficienten zullen door middel van Brinch Hansen worden bepaald. Het voordeel van Brinch-Hansen is dat de extra gemobiliseerde grond (schelpfactor) direct meegenomen wordt in de berekening waardoor deze methode praktisch is.

2.5.4 Beddingsconstante

Het elasto-plastische gedrag van de grond rondom de paal kan gemodelleerd worden als een verende lijn oplegging met een bepaalde veerkarakteristiek. Deze veren zijn aan alle zijden van de paal aanwezig. Zoals reeds vermeld zal de horizontale belasting van de paal leiden tot indrukking van de grond. Bij een stijvere grond zal deze indrukking minder zijn, zodat de constructie minder vervormd. De horizontale veerstijfheid (horizontale

beddingsconstante) van de verschillende grondlagen kan bepaald worden conform de methode van Ménard (Ménard, Bourdon, & Gambin, 1971).

De theorie van Ménard is een op terreinproeven gebaseerde methode. Middels een

empirische formule kan de horizontale beddingsconstante bepaald worden. De theorie van Ménard wordt in bijlage 09 verder toegelicht.

(21)

3. Methode

In dit hoofdstuk wordt de onderzoeksmethodiek gepresenteerd. In de onderstaande figuur (figuur 09) is een stroomschema van de onderzoeksmethodiek gepresenteerd.

Figuur 09 Stroomschema onderzoeksmethodiek

3.1 Huidige situatie

De huidige situatie en de daarbij behorende randvoorwaarden zijn reeds beschreven in het theoretisch kader. Zoals reeds besproken zijn de karakteristieke grondparameters voor het stijve grondgedrag en het slappe grond gedrag bepaald. Bij het stijve grondgedrag zal de stootkracht op de constructie toenemen. Bij het slappe grondgedrag zal de inbeddingsdiepte toenemen. De (maatgevende) bodemopbouw met het stijve- en slappe grondgedrag is gebaseerd op sondering DKM611 en DKM703.

Het verticaal draagvermogen voor de verschillende paalpunt niveaus en verschillende sonderingen wordt middels een spreadsheet van B.V. Ingenieursbureau M.U.C. berekend. Ter verificatie van deze methode zal één situatie met een handberekening worden

gecontroleerd en vergeleken met de spreadsheet berekening. Deze verificatie is gepresenteerd in bijlage 14. Huidige situatie Functionele eisen Alternatieve /variaten studie Technische eisen Voorlopig ontwerp Alternatieve studie Definitief ontwerp Tekenen voorkeurs-variant Vergelijking Additionele eisen bij een geïntegreerd ontwerp Beschreven in §3.1 Beschreven in §3.2 Beschreven in §3.3 Beschreven in §3.4 Beschreven in §3.5 Beschreven in §3.6 Beschreven in §3.7 Resultaten

(22)

3.2 Programma van eisen

In paragraaf §2.3 zijn reeds een aantal eisen vanuit het Havenbedrijf Rotterdam N.V. opgenomen. Het programma van eisen van het Havenbedrijf Rotterdam N.V. heeft

betrekking op een steigerconstructie met een los remmingswerk. Aangezien in dit onderzoek de haalbaarheid van een geïntegreerd ontwerp is onderzocht zullen bepaalde eisen wel- of niet van toepassing zijn bij een geïntegreerd ontwerp. Zodoende zal de relevantie van het huidige programma van eisen worden geanalyseerd.

Om te bepalen welke functionele- en technische eisen van toepassing zijn, worden eerst de verschillende functiedragers bepaald. Dit wordt gedaan door middel van een foutenboom. Om te voorkomen dat de functiedragers hun functie verliezen, en hierdoor de constructie niet meer naar behoren functioneert, zullen additionele eisen aan het ontwerp worden gesteld.

3.3 Voorlopig ontwerp

Voordat een definitief ontwerp van de voorkeursvariant wordt opgesteld zal er een voorlopig ontwerp van de drie meest competitiefste varianten worden gemaakt. De aanpak van dit voorlopige ontwerp wordt in de volgende paragraaf besproken.

3.3.1 Varianten eliminatie

De drie meest competitieve varianten worden bepaald uit de onderstaande varianten besproken in §2.4.3.

A: Drijvend steiger

Een drijvend steiger is geen goed alternatief voor de HHTT. Dit komt doordat een drijvend steiger zeer gevoelig is voor variabele en asymmetrische belastingen zoals wind en golven. Om te waarborgen dat het steiger in alle omstandigheden operationeel is dient een groot ponton te worden toegepast om voldoende stabiliteit te waarborgen. Door de beperkte ruimte in de insteekhaven wordt dit alternatief niet als competitief beschouwd.

B: Asymmetrisch juk met prefab betonpalen

Een asymmetrisch juk met prefab betonpalen wordt als een competitieve variant beschouwd. Door het toepassen van schoorpalen zal een hardere botsing optreden dan bij de

alternatieven met een flexibele portaal. Door de hoge stijfheid is een fender benodigd om de aanvaarenergie te absorberen. Door de grote stijfheid van het dek worden alle palen

gemobiliseerd waardoor er een kleine horizontaal kracht per paal optreedt. C: Constructie met een scharnierende verbinding

Een constructie met een scharnierende verbinding is net als het alternatief met een rol/- glijoplegging een competitieve variant. In tegenstelling tot het alternatief met een rol/- glijoplegging wordt het steigerdek bij alle palen horizontaal gefixeerd. Hierdoor heeft de stijfheid van het dek invloed op de verplaatsing van de constructie tijdens het afmeren. Door de hoge stijfheid van het dek zullen alle palen gemobiliseerd worden waardoor de

reactiekracht per paal zeer laag wordt. Door de scharnierende verbinding is de constructie alsnog relatief slap, waardoor de aanvaarenergie opgenomen kan worden. Bij een alternatief met scharnierende verbindingen treden relatief grote verplaatsingen op in het dek.

D: Portaalconstructie met een rol/- glijoplegging

Een portaalconstructie met een rol/- glijoplegging wordt als competitieve variant beschouwd. De rol/- glijoplegging verbindt het betonnen dek met het juk. Hierdoor kan de betonnen kesp de horizontale verplaatsing opnemen zonder dat het betonnen dek verplaatst. Het betonnen dek wordt om en om gefundeerd op een portaal met een rol/- glijoplegging. De overige portalen worden zonder een rol/- glijoplegging uitgevoerd zodat deze het steigerdek ook in horizontale richting fixeren. De portalen zonder een rol/- glijoplegging worden zo ontworpen dat het afmerende schip niet tegen deze palen kan afmeren.

(23)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 E: Kolomfundatie

In tegenstelling tot een “volledig” ingeklemde paalfundatie (of damwand) is een

kolomfundatie “vrij” opgelegd. Hierdoor zullen relatief gezien veel grotere snede krachten optreden in het platform dan bij een alternatief op palen (of damwanden). In bijlage 10 is een vergelijking tussen een portaal met een volledige inklemming en een portaal met een vrije oplegging gepresenteerd. Beide constructies hebben dezelfde geometrie en zijn belast met een dummy load van 100 kN. Door de relatief veel hogere snede krachten wordt een kolomfundatie niet competitief geacht.

F: Kistdam

Een kistdam is een alternatief welke voornamelijk geschikt is voor een situatie waarbij de constructie belast wordt door extreem grote variabele belastingen en een paalfundatie hierbij onvoldoende stabiliteit heeft. Aangezien een kistdam een relatief veel duurder alternatief is, en een paalfundatie ook voldoende stabiliteit heeft om het afmeren van een CEMT-klasse VIa mogelijk te maken, wordt een kistdam niet competitief geacht.

In het voorlopig ontwerp zal de vormveranderingsarbeid en de bijbehorende snede krachten van de drie verschillende alternatieve worden bepaald. Zodoende kunnen de hoofddimensies bepaald worden. De te beschouwen constructies zijn:

Variant B: Een asymmetrisch juk met prefab betonpalen; Variant C: Een constructie met een scharnierende verbinding; Variant D: Een portaalconstructie met een rol/- glijoplegging.

3.3.2 Berekening vormveranderingsarbeid

De belangrijkste elementen van de drie bovengenoemde varianten zullen worden gecontroleerd op moment, dwarskracht, normaalkracht en stabiliteit.

De controle van moment, dwarskracht, normaalkracht en stabiliteit wordt uitgevoerd conform de rekenmethodiek beschreven in de NIC [8]. De bijbehorende stappen zijn hieronder

uitgeschreven.

Stap 1: Bepalen aanvaarenergie en rekenwaardes

Allereerst zal de aanvaarenergie conform [9] en [10] voor een open constructie bepaald worden. De EAU en PIANC beschrijven dezelfde methode waarin de externe factoren die meespelen voor de aanvaarenergie zijn opgenomen. De bepaling van de aanvaarenergie is gepresenteerd in bijlage 12.

Vervolgens wordt de bedddingsconstante per grondlaag bepaald. Aangezien het stijve grondgedrag maatgevend is voor de vervorming zal in het voorlopig ontwerp alleen het stijve grondgedrag worden beschouwd. De beddingsconstante wordt met de volgende globale ontwerpformule bepaald:

Deq ≥ 1 meter Deq < 1 meter

Voor zand K_h;gem=3*qc;gem

Deq

K_h;gem=3*q_c;gem*D_eq Waarin:

Kh;gem : De gemiddelde horizontale beddingsconstante

qc;gem : De gemiddelde conusweerstand

Deq : De equivalente paaldiameter

Aangezien alleen de beddingsconstante wordt bepaald en niet de maximale passieve korreldruk, zal het model een lineair verloop hebben. In Paragraaf §4.2.2 wordt dit verder toegelicht.

NB: In het definitieve ontwerp wordt de beddingscontante en maximale korreldruk bepaald conform de methode van Ménard in combinatie met Brinch-Hansen.

(24)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 Stap 2: Maximale stootkracht losstaande paal

De maximale stootkracht op een alleenstaande paal zal worden bepaald met behulp van Dsheet. Hiervoor zullen de eerder bepaalde grondparameters worden ingevoerd. Indien de maximale stootkracht op de paal in de volgende stappen wordt overschreden betekend dit dat de paal niet stabiel is en zodoende het paalpuntniveau van de paal aangepast dient te worden.

NB: Stap 2 is niet van toepassing aangezien de stabiliteit van de constructie in het volledige model wordt gecontroleerd. Stap 2 zal niet verder worden beschouwd.

Stap 3: berekenen BGT

Vervolgens wordt de constructie gemodelleerd en zal de benodigde stootkracht om voldoende vormveranderingsarbeid te verkrijgen worden bepaald. Door de interne samenwerking van de verschillende constructie elementen zal de gehele constructie zich stijver gedragen dan een losstaande paal. Zoals in paragraaf §2.5.3.2 beschreven zullen de palen als verend ondersteunde ligger

gemodelleerd worden. Stap 4: berekenen UGT

Na het bepalen van de benodigde stootkracht kunnen de rekenwaarde van de snede krachten worden bepaald en getoetst. In het VO en DO ontwerp zullen alleen de maatgevende snede krachten worden beschouwd.

Stap 5: berekenen ALS

In de laatste stap zal een ongewone ontwerp situatie met een extreme aanvaarenergie worden beschouwd.

Een ongewone ontwerp situatie kan optreden indien een schip dusdanig van de vaarrichting afwijkt dat de constructie ongunstig wordt belast.

NB: De geometrie van de havenkom zorgt ervoor dat het onwaarschijnlijk is dat een schipper dusdanig van vaarrichting en snelheid kan afwijken en hierdoor de constructie

ongunstig kan belasten.

Tijdens het voorlopig ontwerp zullen globale ontwerpformules worden toegepast.

In figuur 10 is de hiervoor beschreven rekenmethodiek grafisch weergegeven.

(25)

3.4 Alternatieve studie

Uit de drie competitieve varianten zal één voorkeursvariant worden opgesteld. Dit wordt gedaan door middel van een Multi Criteria Analyse. Om de weging van de verschillende criteria te bepalen is een enquête gehouden onder de leden van het project team van de binnenvaartkade en steiger. Uit de enquête zal een gewogen gemiddelde worden bepaald. Aan de volgende projectleden is hun expertise gevraagd ter bepaling van de weging voor de verschillende criteria:

 Theo Meeuwsen (uitvoeringsexpert)  Alain Timmermans (Ontwerpleider)

 Mark Meeuwsen (Constructeur binnenvaartkade)  Casper Kemp (Constructeur remmingwerk) De enquête is gepresenteerd in bijlage 11.

Uit de enquête en de daarbij verkregen opmerkingen zijn de volgende wegingen bepaald:

Tabel 08 MCA hoofdcriteria en weging

Hoofdcriteria [-] Weging [%] Uitvoering 24 Kosten 36 Onderhoud 18 Risico’s 14 Milieueffecten 8

De hoofdcriteria zijn opgedeeld in subcriteria. De subcriteria en toelichting op de weging zijn hieronder gepresenteerd.

Uitvoering (24%)

De uitvoering zal als één van de belangrijkste parameters meespelen in de bepaling van de voorkeursvariant. Aangezien HHTT een complex project betreft met een hoge tijdsdruk, waarbij het bouwen van de terminal en de afmeervoorzieningen parallel gebeurt, hecht de opdrachtgever veel waarde aan het uitvoeringsplan. Daarnaast is de uitvoering gekoppeld aan de planning waardoor dit direct en indirect invloed heeft op de overige criteria. Het criteria uitvoering zal worden onderverdeeld in drie sub criteria, te weten:

 Bouwtijd (15,0%);

 Omgevingsstremming (5,6%);

 Ervaring met de bouwmethode (3,8%). Kosten (36%)

De (realisatie)kosten spelen bij elk project een belangrijke rol, ook bij de HHTT. De grootste kostenposten bestaan uit materiaal, materieel en de productie kosten. De

engineeringskosten zijn (meestal) niet maatgevend ten opzichte van de overige kosten. Met economisch meest voordelige inschrijving (EMVI) kan een maatschappelijk verantwoordelijk alternatief met hogere realisatiekosten toch beter score dan een alternatief met een lagere investeringskosten. Het criteria kosten zal worden onderverdeel in vier sub criteria, te weten:

 Materiaal kosten (10,0%);  Materieel kosten (10,6%);  Productie kosten (11,9%);  Ontwerp kosten (3,8%).

(26)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 Onderhoud (18%)

Om de functionaliteit van de afmeervoorziening te waarborgen moet de constructie over de gehele technische levensduur in een dusdanig goede staat verkeren dat de geplande activiteiten op een moreel aanvaardbare manier kunnen worden uitgevoerd. Om dit te waarborgen zijn verschillende onderhoudsstrategieën mogelijk. Het criteria onderhoud zal worden onderverdeel in twee sub criteria, te weten:

 Onderhoudskosten (8,8%);

 Productie stremming tijdens onderhoudswerkzaamheden (8,8%). Risico’s (14%)

Bij elk project treden risico’s op. Een risico wordt gedefinieerd als kans maal gevolg. Bij een project met relatief veel risico’s treed er een grotere kans op dat het project niet binnen de gegeven randvoorwaarden en tijdspad uitgevoerd kan worden. Hierdoor kan een ontwerp met een relatief hoog risico een grote impact hebben op de overige parameters, waardoor bijvoorbeeld een ontwerp met hogere realisatiekosten maar een kleiner risico toch de voorkeur heeft. Een alternatief met minder risico’s heeft zodoende de voorkeur ten opzichte van een variant met relatief meer risico’s. Het criteria risico’s zal worden onderverdeeld in twee sub criteria, te weten:

 Ontwerprisico’s (5,0%);  Uitvoeringsrisico’s (8,8%). Milieueffecten (8%)

Ten slotte worden de milieueffecten die optreden tijdens de realisatie van een ontwerp meegenomen in de Multi Criteria Analyse. Aangezien de afmeervoorziening in een insteekhaven zal worden gerealiseerd zal de milieu impact van een ontwerp vrij lokaal optreden. Echter met economisch meest voordelige inschrijving kunnen de milieueffecten grote impact hebben op de aanbestedingsscore (EMVI score), waardoor dit criteria grote impact kan hebben op de bepaling van de voorkeursvariant. Het criteria milieueffecten zal worden onderverdeel in twee sub criteria, te weten:

 CO2 uitstoot tijdens de realisatie (5,1%);  Impact op de omgeving (3,0%).

De robuustheid van het MCA model wordt gecontroleerd door middel van een

Gevoeligheidsanalyse waarbij de parameters met respectievelijke 5% en 10% worden verhoogd en verlaagd.

3.5 Definitief ontwerp

Na het bepalen van de voorkeursvariant wordt het definitieve ontwerp opgesteld. In tegenstelling tot het voorlopig ontwerp wordt het elasto-plastische gedrag van grond meegenomen in de berekening. De veerstijfheid van de verschillende veren wordt bepaald met Ménard. Het elasto-plastische grondgedrag wordt gemodelleerd door de boven- en ondergrens te definiëren voor de verschillende veren. De boven- en ondergrens (maximale korreldruk) wordt bepaald conform de methode van Hansen. Het voordeel van Brinch-Hansen is dat de extra gemobiliseerde grond (schelpfactor) direct meegenomen wordt in de berekening waardoor deze methode praktisch is.

De berekeningen van het definitief ontwerp zullen worden uitgevoerd met Scia Engineer. In Scia Engineer wordt een 3D ontwerp gemaakt van de steigerconstructie voor zowel het stijve- als het slappe grondgedrag.

Verder zullen de verschillende verbindingen worden ontworpen. Het engineeren van de constructie gebeurd conform de vigerende normen welke zijn gepresenteerd in §2.1.2. De vigerende normen worden geraadpleegd via: www.briswarenhuis.nl.

(27)

B.V. Ingenieursbureau M.U.C. www.bv-muc.com 076-593 3450 De volgende onderdelen zullen worden beschouwd in het definitief ontwerp:

 Contactspanningen;

 Boven- en onderwapening in de kespen [3];  Dwarskracht wapening [3];

 Verbindingen en aansluitspanningen [5].

3.6 Tekenen voorkeursvariant

Nadat de voorkeursvariant berekend is zal deze uitgetekend worden op VO niveau. De tekenwerkzaamheden zullen met autodesk (autocad) worden verricht en dienen te voldoen aan de NEN 2574 Tekeningen in de bouw – Indeling van gegevens op tekeningen voor gebouwen. De NEN 2574 is gebaseerd op de LACS-methode. De letters L, A, C en S geven het type tekening weer, namelijk:

L : Locatie tekening (plattegronden en doorsnedes 1:100); A : Assemblagetekening (details 1:5);

C : Componententekening (de te fabriceren onderdelen); S : Staat (een overzicht per categorie).

De volgende tekeningen zullen worden uitgewerkt:  Bovenaanzicht;

 Voor- en zijaanzicht;  Doorsnede en detail.

3.7 Vergelijking

Ten slotte wordt het afstudeeronderzoek afgesloten met een vergelijking van de

voorkeursvariant en het bestaande ontwerp. Deze vergelijking wordt gebaseerd op de totale levensduurkosten van zowel het bestaande ontwerp, waarbij de steigerconstructie en het remmingswerk gescheiden zijn, als het geïntegreerde ontwerp. Wegens het beperkte tijdspad van de afstudeerperiode zullen alleen de hoofd elementen van beide ontwerpen (voorlopig ontwerp) beschouwd worden, zodat inzicht verkregen wordt in de verschillen tussen beide constructies.

3.8 Programmatuur

De volgende programma’s worden toegepast:  Autocad 2017;  Dsheet;  Microsoft office 2007;  Scia Engineer 15.3;  Technosoft damwanden V5;  Technosoft Raamwerken V6.

3.9 Onderzoeksmethode

Het onderzoek is opgesteld als “pilotstudie” om te onderzoeken of een geïntegreerde

oplossing een competitieve variant is ten opzichte van het huidige ontwerp. De “pilotstudie” is gebaseerd op literatuuronderzoek. Voor de alternatieve studie is een enquête gehouden onder het projectteam om de weging van de verschillende criteria te bepalen.

(28)

4. Ontwerp resultaten

In dit hoofdstuk wordt het alternatieve ontwerp van het onderzoek gepresenteerd. Als eerst worden de uitgangspunten van de berekeningen gepresenteerd. Vervolgens wordt het voorlopig ontwerp opgesteld, waarna de competitieve varianten worden afgewogen door middel van een Multi Criteria Analyse. Vervolgens wordt het definitief ontwerp

gepresenteerd. Ten slotte worden de levensduurkosten van het definitief ontwerp vergeleken met het huidige ontwerp.

4.1 Uitgangspunten berekening

De onderstaande uitgangspunten zijn van toepassing voor het alternatieve ontwerp. Algemeen

Ontwerplevensduur 1001) _[jaar]

Gevolgklasse CC2 [-]

1)_{Aangezien de correctiefactoren voor de materiaalfactoren bij een levensduur van 100 jaar}

marginaal zijn, wordt in het voorlopig ontwerp een levensduur van 50 jaar aangehouden. Constructiemateriaal Sterkteklasse beton C45/55 [-] Egescheurd 13.000 [N/mm2] Eongescheurd 21.000 [N/mm2] Cnominaal 55 [mm] Ctoegepast 55 en 60 [mm] Staalkwaliteit S235, S355, S420 en X70 [-] Estaal 210.000 [N/mm2] Belastingen Aanvaarenergie E 201 [kNm] Verkeersbelasting 10 [kN/m2_] _(aanname) Leidingcorridor 5,25 [kN/m2_] _(opgave)

De volledige uitgangspunten zijn gepresenteerd in het programma van eisen (bijlage 12). Belastingsfactoren

De volgende belastingsfactoren zijn van toepassing voor het ontwerp (tabel 09).

Tabel 09 Belastingfactoren RC2, STR/GEO, groep B

Blijvende en tijdelijke

ontwerpsituatie

Permanente belastingen Overheersen de veranderlijke belasting Veranderlijke belastingen gelijktijdig met de overheersende

Ongunstig Gunstig Belangrijkste Andere

6.10a 1,35*Gk,j,sup 0,90*Gk,j,inf 1,50*ψ0,1* Qk,1 1,50*ψ0,i* Qk,1

6.10b 1,20*Gk,j,sup 0,90*Gk,j,inf 1,50*Qk,1 1,50*ψ0,1* Qk,1 1,50*ψ0,i* Qk,1

Een volledig overzicht van alle uitgangspunten is opgenomen in het programma van eisen zodat hierna verwezen wordt (zie bijlage 12). De waarden van de ψ – factoren die zijn toegepast in het ontwerp zijn in de volgende tabel (tabel 10) opgenomen.

Tabel 10 ψ – factoren

Belastingen Ψ0 Ψ1 Ψ2

MLA (windkracht op bruggen) 0,3 0,6 0

Boven belasting 0,4 0,8 0,4

(29)

4.2. Geotechnisch ontwerp

In deze paragraaf wordt de gereduceerde conusweerstand, de horizontale

beddingsconstante, de maximale korreldruk en het verticaal draagvermogen bepaald.

4.2.1 Gereduceerde conusweerstand

Aangezien een deel van de Hudson haven ontgraven moet worden zal de conusweerstand gereduceerd worden conform [7]. De gereduceerde conusweerstand bedraagt:

Palen na ontgraven geïnstalleerd Palen voor ontgraven geïnstalleerd q_c;z;ontgr=q_c;z*σ'v;z;ontgr

σ'v;z;0 qc;z;ontgr=qc;z*√

𝜎′𝑣;𝑧;𝑜𝑛𝑡𝑔𝑟

𝜎′𝑣;𝑧;0

Waarin:

qc;z;ontgr : is de gecorrigeerde conusweerstand;

qc;z : is de gemeten conusweerstand;

σ’v;z;ontgr : is de effectieve verticale spanning na de ontgraving;

σ’v;z;0 : is de effectieve verticale spanning voor de ontgraving.

De gecorrigeerde conusweerstanden zijn uitgewerkt in een spreadsheet van B.V.

Ingenieursbureau M.U.C.. De gecorrigeerde conusweerstanden zijn geplot in een grafiek en gepresenteerd in Bijlage 13.

NB: De gecorrigeerde conusweerstanden zijn gebaseerd op een situatie waarbij de palen na het ontgraven geïnstalleerd worden. In een later stadium van het onderzoek bleek dat de palen voor het ontgraven geïnstalleerd worden. Aangezien de reductie van de

conusweerstand te pessimistisch is benaderd wordt dit niet meer aangepast.

4.2.2 Horizontale beddingsconstante

Als globale ontwerpbeschouwing voor de horizontale beddingsconstante in het voorlopig ontwerp wordt de volgende vuistregel aangehouden (Keijzer, 2017):

Deq ≥ 1 meter Deq < 1 meter

Voor zand K_h;gem=

3*q_c;gem

D_eq Kh;gem=3*qc;gem*Deq

Waarin:

Kh;gem : De gemiddelde horizontale beddingsconstante

qc;gem : De gemiddelde conusweerstand

Deq : De equivalente paaldiameter

Met deze vuistregel wordt alleen de beddingsconstante bepaald en niet de maximale

passieve korreldruk, het model zal een lineair verloop hebben. Aangezien in werkelijkheid de grond een lineair elasto-plastisch verloop heeft wordt aangenomen dat de eerste 2 meter grond volledig gemobiliseerd wordt. Om dit effect in rekening te brengen wordt de horizontale beddingsconstante voor de eerste 2 meter grond als zeer slap gemodelleerd, waardoor de constructie pas op een dieper niveau passieve weerstand opbouwt.

NB: De hoogte waarover de grond volledig gemobiliseerd wordt is afhankelijk van de grote van de horizontaal kracht. Als uitgangspunt wordt 2 meter aangehouden, echter zal bij een lage horizontaal kracht de constructie stijver reageren.

Voor de gemiddelde horizontale beddingconstante wordt een hoog en laag gemiddelde bepaald. Deze variatie in de bedding wordt bepaald door het toepassen van een factor √2 op de gemiddelde horizontale bedding.