Syllabus_11ASCINNO - ie-net

16E INNOVATIEFORUM
GEOTECHNIEK
15 december 2011
georganiseerd door
Genootschap Grondmechanica & Funderingstechniek
Ingenieurshuis, Antwerpen

COPYRIGHT © 2011 – ie‐net vzw
Alle rechten voorbehouden. Niets uit deze publicatie mag worden gereproduceerd, opgeslagen in de computer, overgenomen onder
gelijk welke vorm (elektronisch, mechanisch, magnetisch) of gefotokopieerd zonder de schriftelijke toelating van ie‐net vzw,
Desguinlei 214, B‐ 2018 Antwerpen 1.
Tel. : 03/260.08.40 ‐ Fax : 03/216.06.89, E‐mail INFO@IE‐NET.BE, Website HTTP ://WWW.IE‐NET.BE
Elke auteur is verantwoordelijk voor de inhoud van zijn/haar teksten. Ie‐net vzw wijst alle aansprakelijkheid af wanneer gebeurlijke
foutieve gegevens zouden leiden tot discussies of geschillen

OPZET
Het vroeger aangekondigde Innovatieforum, dat voor de 16de maal georganiseerd wordt, belooft
weer een interessante bijeenkomst te worden waarbij de beoogde kennisuitwisseling uitvoerig aan
bod komt.
Ter gelegenheid van de huldeviering van em.prof.ir. Hubert Raedschelders in juni 2001, nam het
(voormalig) Technologisch Instituut vzw het initiatief om de "prijs Hubert Raedschelders" in het leven
te roepen.
ie‐net vzw wil met deze prijs de verdiensten van em.prof.ir. Hubert Raedschelders blijvend in het
licht stellen, de innovatie in het vakdomein bevorderen en de verspreiding van bruikbare praktische
wetenschappelijke informatie stimuleren. De "prijs Hubert Raedschelders" werd in 2001 voor de
eerste maal uitgereikt op het Innovatieforum.
Ook dit jaar is er een onderverdeling in 2 categorieën :
Categorie : innovatief idee, techniek of product
Categorie : innovatief project in binnen‐ of buitenland
De jury nomineert één bijdrage uit elke categorie en het publiek kiest de laureaat van de "prijs
Hubert Raedschelders 2011", die op het einde van de 16de Innovatieforum publiek bekend gemaakt
wordt.
ir. Monika De Vos
Voorzitter Genootschap Grondmechanica & Funderingstechniek

PROGRAMMA
Aanmelding met koffie
Invloed van thermisch dynamische simulatie op de vermogenbepaling van een technische
installatie
G. Gielen, Airdeck
Ontwikkeling van een laboratoriumcentrifuge voor de bepaling van de hydraulische
permeabiliteitsfunctie van grond
H. Peiffer, Alpha‐Studieburo
Spoorzone Delft : top down tunnel onder historische gebouwen
H. Mortier, CFE
Discrete simulaties vann breukgroei in (soil mix) materiaal met zwakke insluitsels
A. Vervoort en G. Van Lysebetten, K.U.Leuven
PAUZE
Nieuwe ontwikkelingen in geïnjecteerde grondverdringende schroefpalen
M. Bottiau, Franki Foundations Belgium
Detectie van defecten in diepwandvoegen
R. Spruit, GW Rotterdam
Hyper Clay Innovative technology for geo‐environmental applications
G. Di Emidio, Universiteit Gent
Project Amoras
Y. Gallet‐Verriest, DEME
Bekendmaking laureaat "prijs Hubert Raedschelders 2011"
Afsluitende borrel

Invloed van thermisch dynamische simulatie op de vermogenbepaling
van een technische installatie
G. Gielen, Airdeck

Invloed van thermisch dynamische simulatie op een gebouw
Case 1 Hollandsch Huys Hasselt
A Invloed op bouwfysische eigenschappen
Tijdens het ontwerp van een kantoorgebouw in regio Hasselt bleek na een simulatie dat we
oververhittingverschijnselen kregen op de Zuid zijde van de gevel.
In plaats van te opteren voor koelbalken hebben we besloten om de bouwfysische
eigenschappen aan te passen.
‐ Gevel isolatie opgevoerd naar U=0.21 W/m²K door de inzet van een houtskelet
opgevuld met gerecycleerd krantenpapier
‐ Optimalisatie van de raamoppervlakte naar 22% Zuidzijde,45% Noordzijde,33,5 %
West‐ en Oostzijde
‐ 3‐dubbele beglazing (U=0.6 W/m²K) in een houten raam
‐ Externe automatische zonwering
‐ Luchtdichtheid van 1 omwenteling volume per uur (n=50). Hieruit volgde een
ventilatie van 50 m³/h per persoon.
B Technische installatie
Op deze wijze bekwamen we een kantoor waar de warmte en de koelbehoefte zo klein werd
dat we konden kiezen voor een laag temperatuurssysteem.
Betonkernactivering werkt op de laagste temperaturen. Voor verwarming heeft men een
waterregime nodig tussen 22 °C en 26 °C, voor koeling tussen 18°c en 21°C. Dit systeem
werd uitgevoerd met behulp van airdeckvloeren die geen balken nodig hebben en waarbij de
ventilatiekanalen ingebouwd kunnen worden. Hierdoor vergroot de actieve
stralingsoppervlakte en heeft men geen verlaagde plafonds nodig.

Als warmte productie kozen we voor een warmtepompsysteem water‐bodem. Er werd een
BEO veld van 22 putten van 75 m diepte geïnstalleerd. Er werd gekozen voor een
warmtepomp van 150 kW.
Voor de koeling wordt het systeem kortgesloten over een warmtewisselaar en op deze wijze
bekomen we freecooling.
C Resultaten
Kwh electrisch
10000
8000
6000
4000
2000
We verbruiken 4594 €/j waarvan slechts 676 €/j voor koeling. Dit komt zeer goed overeen
met de gegevens vanuit de simulatie.
D Besluit
0
jan febrmaartapril mei juni juli aug sept okt nov dec
BKA electrisch
BKA sim
Door in een vroege fase het gebouw te onderwerpen aan een thermisch dynamische
simulatie en consequent de aanbevelingen door te voeren zijn we er in geslaagd om het
eerste kantoorgebouw in België te realiseren dat enkel met warmtepomp en
betonkernactivering gekoeld en verwarmd wordt en waarbij er een goed binnenklimaat
wordt bereikt. Dit gaf eindelijk een E‐peil van 49.
Dit geheel werd gerealiseerd met een meerkost van 35 €/m² en dit geeft een payback van
3,5 jaar.

Case 2 Rusthuis St‐Petrus
In dit geval werd pas na aanbesteding een simulatie doorgevoerd.
De doelstelling was om te verifiëren of het gebouw juist zou functioneren.
A Beschrijving eisen bestek
Het gebouw heeft twee functies: Gelijkvloers kantoor, bovenste verdiepingen rusthuis.
Hierdoor zijn er verschillende eisen naar het binnenklimaat.
Kantoor: 21‐26 °C
Rusthuis: Winter 24‐27 °C
Zomer Dagregime max. 260 uren boven 27°C
Nachtregime max. 260 uren boven 24 °C
Dit geheel werd gerealiseerd door een thermische scheiding aan te brengen tussen
gelijkvloers en bovenliggende verdiepingen.
Gelijkvloers wordt verwarmd door vloerverwarming en gekoeld door klimaatplafonds.
Bovenliggende verdiepingen zijn uitgerust met betonkernactivering en convectoren van
1000 W per kamer.
Als warmteproductie werd een KWO voorgeschreven met 4 warmtepompen met een totaal
vermogen van 425 kW Men voorziet 2 warmwater circuits. Een van 45°C tot 60°C voor o.a.
de convectoren en één van 25°C tot 35°C voor vloerverwarming, klimaatplafonds en
betonkernactivering. Hiernaast zijn ook nog gasketels voorzien voor sanitair water.

B Simulatie
De simulatie werd uitgevoerd in TAS. Hieruit blijkt dat het gebouw kan functioneren met de
huidige voorschriften. Binnentemperaturen variëren tussen 23,5°C en 26,5 °C
Grafiek: Binnentemperatuur (vert. as) in functie van buitentemperatuur (hor as)
Resultant Temperature °C
35
34
33
32
31
30
29
28
27
26
25
24
23
22
21
20
19
18
17
16
15
-10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 1213 14 1516 17 1819 20 2122 23 2425 26 2728 29 3031 32 3334 35
Z.: B2-305a S-O ; d1-365; 1-24h (020267)
nach DIN 1946**
External Temperature °C

Door zijn architectuur van uitstekende balken op de gevel wordt de zon voldoende geweerd
in de zomer ( normaal heeft de licht purperen grafiek een Gauss‐curve verdeling)
Grafiek: zonnewinsten
JAN FEB MRZ APR MAI JUN JUL AUG SEP OKT NOV DEZ
8760 uren per jaar werden berekend
BUITENTEMPERATUUR LUCHTTEMPERATUUR ZONNEWINSTEN BINNENTEMPERATUUR
Vanuit de simulatie blijkt dat de inregeling bepalend zal zijn voor de werking en het verbruik van dit
gebouw. Vooral in de tussenseizoenen zal men er over moeten waken dat de vloer temperatuur niet
te hoog wordt ingeregeld anders bekomt men oververhitting tijdens de middag.
In de winter mag de temperatuur van het beton niet te laag worden daar men anders gaat
verwarmen via de convectoren (dure energie vanwege hoog temperatuurregime) en koelen via de
betonkernactivering)
Tevens zien we dat de convectoren overgedimensioneerd zijn.
Volgens onze simulatie zal de maximum afgifte ongeveer 250 w zijn.
Grafiek: vermogen convectoren lichtblauwe lijn.
JAN FEB MRZ APR MAI JUN JUL AUG SEP OKT NOV DEZ
8760 Uren per jaar werden berekend
BUITENTEMPERATUUR LUCHT/ERVARINGSTEMPERATUUR VERWARMINGSELEMENTEN

C Vermogen
In onderstaande grafiek vindt U een vergelijk tussen voorzien vermogen(gebaseerd op
statische berekeningen ) en het vermogen dat volgens ons nodig is.
1 Verwarming
Heizlast in kW
700
600
500
400
300
200
100
0
2 Koeling
Kühllast in kW
700
600
500
400
300
200
100
0
588
Bestek
588
375
volgens dynamische
simulatie zonder
warrmteterugwinning
op de lucht
151
Bestek volgens dynamische
simulatie
209
volgens dynamische simulatie
met warrmteterugwinning op de
lucht en gelijktijdigheidsfacturen
216
volgens dynamische
simulatie met
gelijktijdigheidsfacturen
250
Warmtepompvermogen
voor de verwarming
met 20% reserve
260
Warmtepompvermogen
voor de koeling met
20% reserve
700
Geïnstalleerd vermogen
gasketel (voor sanitair water, of
eventueel voor pieklasten
600
Maximum vermogen
bronnen
Hieruit blijkt dat volgens de simulatie de installatie maar 260 kW zwaar had moeten zijn.

D Verbruik
Een tweede opmerking van onze zijde is dat men het beste het waterregime van 45°C tot 60
°C kan opwekken met de gasketels en men dit zo beperkt mogelijk moet houden door
minimaal de convectoren te gebruiken.
Hierdoor wordt ook de kostprijs danig verlaagd.
Algemeen Besluit
Om tot een optimale wisselwerking te komen tussen binnenklimaat, warmteproductie,
bouwkosten en verbruikskosten is een geïntegreerde benadering van het ontwerp
noodzakelijk. Hierbij is een thermisch dynamische simulatie onontbeerlijk.
Onze lichtgewicht vloer Airdeck is daarbij een ideale oplossing om de technische installatie
te integreren in de structuur van het gebouw.
Ghislain Gielen
Technical Engineer
Tel 0476 295763

Ontwikkeling van een laboratoriumcentrifuge voor de bepaling van de hydraulische
permeabiliteitsfunctie van grond
H. Peiffer, Alpha‐Studieburo

ONTWIKKELING VAN EEN LABORATORIUMCENTRIFUGE VOOR DE BEPALING VAN DE
HYDRAULISCHE PERMEABILITEITSFUNCTIE VAN GROND
1. INLEIDING
Dr. ir. Herman PEIFFER
ALPHA-STUDIEB.U.R.O. BVBA
(kandidaat Prijs Hubert Raedschelders 2011)
De hier voorgestelde techniek betreft de toepassingsdomeinen van slecht
doorlatende afschermende barrières en infiltratie-inrichtingen. Door de wetgever
worden hier eisen gesteld ten aanzien van bepaalde grondmechanische
eigenschappen, doch zonder dat daarbij naar voldoende juiste en/of betrouwbare
meettechnieken kan gerefereerd worden. Op heden worden dan ook in
verschillende gevallen richtlijnen gegeven die dikwijls leiden tot het overmatige
gebruik van dure materialen. Zo zal bijvoorbeeld in het geval van afscherming van
de watervoerende laag bij stortplaatsen een vrij dikke beschermingslaag worden
opgelegd om een voldoende afdichting naar de onderliggende lagen te kunnen
garanderen. In andere gevallen wordt de bewijslast bij de indiener gelegd
(bijvoorbeeld bij onder- en bovenafdichting van stortplaatsen, bij buffering,
vertraagd afvoeren en infiltreren van regenwater bij bouwprojecten) . Mits
doorgedreven onderzoek én mits de ontwikkeling van nieuwe meettechnieken, mag
verwacht worden dat voor de beschreven voorbeelden zowel een uitbreiding in
type materialen als een minder gebruik van de materialen kan bekomen worden dit
met behoud van de beoogde eigenschappen. Het scala aan voorbeelden waar
eenvoudige, accurate meettechnieken ontbreken is evenwel veel ruimer.
De bedoeling is nu de uitvoering van een meer doorgedreven onderzoek voor de
ontwikkeling van een eerste meettechniek in het kader van de bovengenoemde
afscherming van de ondergrond en van de infiltratie van regenwater.
De meettechniek bestaat uit het onderwerpen van een verzadigd of onverzadigd
grondmonster aan centrifugaalkrachten in een laboratoriumcentriuge
Voor de ontwikkeling van deze meettechniek werd een financiering door het IWT
verkregen.
Een begeleidingsgroep werd samengesteld, waar de Vlaamse Overheid mee
participeert door vertegenwoording van
- OVAM - Afdeling Bodembeheer - Cel Beleidsondersteuning
- VMM - Afdeling Operationeel Waterbeheer
Innovatieforum 2011 p. 1/14

De taak van de begeleidingsgroep bestaat er in advies te geven met betrekking tot
de gewenste doelstellingen van het onderzoek en te waken over de geschiktheid
van de resultaten van deze proeftechniek voor de concipiëring van slecht
doorlatende afschermende lagen en infiltratiesystemen.
2. ONDERWERP VAN HET INNOVATIEPROJECT
Het onderwerp van dit innovatieproject betreft het ontwikkelen van een
eenvoudige, accurate meettechniek voor de bepaling van de (hydraulische)
permeabiliteitsfunctie van onverzadigde gronden (ku), waarbij deze waarde functie
is van de verzadigingsgraad van de bodem (θ). De meettechniek moet de
accurate bepaling van ku(θ) toelaten en dit binnen een beperkte tijd en tegen een
aanvaardbare prijs
De meettechniek moet toepasbaar zijn op verschillende grondsoorten en moet
zowel toepasbaar zijn op proefmonsters vervaardigd in het laboratorium alsook op
proefmonsters ontnomen in het terrein.
3. DOORLATENDHEID VAN DE BODEM
De doorlatendheid van een bodem is afhankelijk van veel factoren, met name de
gemiddelde korrelgrootte van het bodemmateriaal, de hoeveelheid fijne deeltjes
die in het materiaal aanwezig zijn, de homogeniteit van het materiaal, de vorm van
de bodemdeeltjes, etc. Als gevolg hiervan varieert ook de permeabiliteit per locatie
in de bodem. De permeabiliteit is tevens functie van het type vloeistof dat er
doorheen gaat.
De permeabiliteit wordt bovendien beïnvloed door het bodemvochtgehalte, bij een
verzadigde grond spreekt men over de verzadigde permeabiliteit (ks) bij een
onverzadigde bodem is de onverzadigde permeabiliteit (ku) functie van de
verzadingsgraad waarbij de laagste waarde uiteraard optreedt bij lage
verzadigingsgraad. Daar de verzadigingsgraad van de grond kan wijzigen door
seizoenswisselingen (uitdroging/bevochtigen), maar ook door een niet-constante
hoogte van de grondwatertafel, kan ku(θ) wijzigen in functie van de tijd.
Wanneer een grondmonster verzadigd is, zijn alle poriën gevuld met water.
Onverzadigde gronden hebben een lagere permeabiliteit omdat een gedeelte van
de poriën gevuld is met lucht en dus geen water kan getransporteerd worden. Het
verschil in permeabiliteit bij onverzadigde toestand en verzadigde toestand kan zeer
groot zijn. Zo is het voor fijnkorrelige materialen mogelijk dat de permeabiliteit in
onverzadigde toestand een factor 10 6 keer kleiner is dan in verzadigde toestand.
De bepaling van deze k-waarde is o.a. van belang voor:
Innovatieforum 2011 p. 2/14

• het aanbrengen van barrièrelagen voor stortplaatsen (landfills),
tankenparken, tankstations, inkuipingen, …: de barrièrelaag moet
verhinderen dat contaminanten (die aanwezig zijn in het afval in de
gestorte laag) in de bodem zouden kunnen doordringen. Hiervoor
wordt doorgaans beroep gedaan op kleimaterialen, zoals
bijvoorbeeld bentoniet. De reden voor het gebruik van kleimaterialen
is dat deze een zeer lage hydraulische geleidbaarheid bezitten
waardoor er als het ware een hydraulische barrière gevormd wordt
rondom de omtrek van de stortplaats. De kleimaterialen worden
aangebracht in zogenaamde liners. De nodige weerstand die door
de afdichtende kleilaag moet verwezenlijkt worden, wordt in de
wetgeving thans uitgedrukt als een nodige hydraulische barrière
waarbij wordt uitgegaan van een verzadigde grondlaag met een
bepaalde waterdoorlatendheidscoëfficiënt en een bepaalde dikte
• het voorzien van infiltratiemogelijkheden bij bouwprojecten dit
enerzijds voor het in stand houden van de natuurlijke grondwatertafel
en anderzijds voor de ontlasting van de rioolwaterzuiveringstations: de
laag moet toelaten dat het regenwater op gecontroleerde wijze tot
de grondwaterlaag kan doordringen. De grondmaterialen waarin
infiltratievoorzieningen kunnen geplaatst worden zijn verschillend van
deze die gebruikt worden als liner bij stortplaatsen.
Wanneer rekening gehouden wordt met de verzadigingsgraad van de grond kan
(eventueel fluctuerend in de tijd) een meer nauwkeurige analyse gemaakt worden
van de doorbraak- en de infiltratietijd. Gezien de grote verschillen in k-waarden is
het van belang om de permeabiliteit van onverzadigde gronden experimenteel te
kunnen bepalen.
4. BESTAANDE TECHNIEKEN VOOR DE BEPALING VAN DE PERMEABILITEITSFUNCTIE
Voor de bepaling van de permeabiliteitsfunctie bij onverzadigde gronden (ku(θ))
bestaan enkele technieken, zij het tijdrovende en/of weinig nauwkeurige metingen.
Zo ook bestaan er centrifugaalproeven waarmee per proef de ku-waarde bij een
bepaalde verzadigingsgraad kan bepaald worden. Echter er is tot op heden nog
steeds geen eenvoudige proef beschikbaar op basis van de welke met 1 enkele
proef ku(θ) kan bepaald worden. In vele gevallen worden de metingen dan ook niet
uitgevoerd en wordt een goed bedoelde voorzichtige inschatting van de
permeabiliteit gemaakt wat aanleiding geeft tot overmatig gebruik van
afdichtingslagen. Immers voor de bepaling van de effectief vereiste dikte van de
lagen is het noodzakelijk over een nauwkeurig ku(θ)-verloop te beschikken. Met dit
ontwikkelingsproject wordt dan ook een nieuwe techniek ontwikkeld die toelaat de
permeabiliteitsfunctie voor onverzadigde gronden snel en accuraat te bepalen.
Problemen die zich op heden stellen bij het bepalen van de permeabiliteitsfunctie bij
onverzadigde gronden zijn:
Innovatieforum 2011 p. 3/14

• de erg lange duurtijd bij klassieke permeabiliteitsproeven. Dit is te
wijten enerzijds aan het feit dat men vooreerst een steady-state
toestand voor de stroming dient in te stellen en vervolgens de
stromingsgradiënt opgelegd wordt in een eenheidsgravitatieveld (1-g
veld), waardoor de gradiënt en bijgevolg het doorstromingsdebiet
beperkt is. In het bijzonder voor onverzadigde gronden vereist dit een
lange doorstroomtijd
• hoewel de klassieke 1-g proeven kunnen versneld worden door
bijvoorbeeld gebruik te maken van centrifugaalkrachten (e.g. het
UFA-apparaat en andere) duren deze nog steeds relatief lang
vooraleer “steady state” per verzadigingsniveau bereikt wordt. In
sommige proefopstellingen moeten bovendien bijkomende
meetinstrumenten (tensiometers voor de bepaling van de
zuigspanning) ingezet worden, waardoor het monster wordt verstoord
(en de opgemeten k-waarde mogelijk niet meer representatief is) en
waardoor de kostprijs soms onaanvaardbaar hoog oploopt. Om de
volledige k(θ)-functie op te meten moet de proef meerdere malen
worden herhaald dit bij verschillende verzadigingsgraden.
De bedoeling van het project is de ontwikkeling van een innovatief concept
waarmee, door gebruik te maken van een nog te ontwikkelen centrifuge met
speciale zeer accurate meetsondes, de permeabiliteitsfunctie van onverzadigde
gronden kan bepaald worden en dit door middel van slechts 1 proef. Door de data
die bekomen worden met de proef te combineren met een rekenmodel moet het
mogelijk zijn een betrouwbare prognose te maken van de doorstroming in
onverzadigde gronden dit zowel voor afdichtende weinig doorlatende kleilagen als
voor goed doorlatende zandlagen. De techniek moet onder meer toelaten:
• minder schaarse klei te gebruiken door een verantwoorde
dimensionering van het kleimateriaal bij afdichtingen van
bijvoorbeeld stortplaatsen. Er wordt verwacht dat kleilagen van 5 à 10
mm kunnen gebruikt worden i.p.v. van de actuele lagen van 1 tot 5 m
opgelegd door de regelgeving
• een meer accurate inschatting te kunnen maken van potentiële
doorbraken van contaminanten ten gevolge van slecht
gedimensioneerde afdichtingslagen;
• een onderbouwde prognose te kunnen maken met betrekking tot de
levensduur van de afdichtende laag;
• het stortvolume in een stortplaats te kunnen vergroten bij
gelijkblijvende oppervlakte;
• de juiste keuze te maken voor het concept en de dimensionering van
infiltratiebekkens voor de trage infiltratie van regenwater in de
ondergrond (volgens de regelgeving mag slechts 10 ℓ/s/ha afgevoerd
worden per perceel);
• een accurate berekening te maken voor wat betreft de infiltratie van
regenwater in de bodem in het algemeen;
• de modellering toe te laten van stroming van
verontreinigingen/vloeistoffen in onverzadigde grondlagen.
Innovatieforum 2011 p. 4/14

Het rekenmodel zal gebruikt kunnen worden voor de dimensionering van enerzijds
afdichtende kleilagen en anderzijds voor de dimensionering van
infiltratievoorzieningen.
5. NIEUWE AANPAK - ONTWIKKELING VAN EEN NUMERIEK ALGORITME VOOR DE
BEREKENING VAN DE DOORSTROMING DOOR DE GROND IN EEN CENTRIFUGE
Door de onderzoeksgroep Numerieke Analyse en Mathematische Modellering (NaM²)
van het Departement Wiskundige Analyse van de Universiteit Gent (Prof. Van Keer
en Dr. Malengier), in samenwerking met het Departement Applied Mathematics
(Prof. Kačur) van de Comenius Universiteit van Bratislava, Slovakije, wordt een
numeriek algoritme ontwikkeld waarmee de hoeveelheid water kan berekend
worden, die bij het centrifugeren van een al dan niet verzadigde grondmassa met al
dan niet bovenstaande water hoogte, uit de grondmassa wordt verdreven. Tevens
werd een invers algoritme ontwikkeld waarmee de permeabiliteitsfunctie (k(θ)) kan
bepaald worden en in dit functie van specifieke data die tijdens het centrifugeren
van het monster moeten bepaald kunnen worden.
Het model dat op heden wordt gebruikt is een vereenvoudiging van de werkelijke
processen die in de centrifuge plaatsvinden.
Zo wordt op heden geen rekening gehouden met consolidatie/compactering 1 van
de grondmassa tijdens het centrifugeren, er wordt geen rekening gehouden met het
zwellen van de gronddeeltjes, etc.
Er werd een eenvoudige centrifuge aangekocht waarmee de hoeveelheid water
kan bepaald worden die bij centrifugeren uit het grondmonster wordt verdreven.
Tevens werd een offline techniek ontwikkeld waarmee het massamiddelpunt van de
grondmassa door middel van een grondproef kan gemeten worden.
Een van de traditionele technieken voor de bepaling van de retentiecurve bestaat
erin om een directe (rechtstreekse) meting uit te voeren van watergehalte en
onderdruk. Ze kunnen in-situ of in het laboratorium worden uitgevoerd en bestaan
voor beide proeftechnieken uit twee onderdelen:
• voor een laboratoriumbepaling:
een in-situ ontnomen grondmonster wordt in het laboratorium
ingebouwd in een proefcel en uitgerust met tensiometers voor het
opmeten van de zuigspanning boven de verzadigde zone in het
grondmonster;
het grondmonster wordt na het bereiken van een permanente
toestand (geen wijzigingen meer in de uitlezingen van de
tensiometers) in schijfjes verdeeld en voor elk 'schijfje'
(grondlaagje) wordt het watergehalte bepaald. Daartoe wordt
Innovatieforum 2011 p. 5/14

ieder schijfje van het grondmonster voor en na droging (in een
droogstoof bij 105°C) gewogen.
• voor een in-situ bepaling:
op het terrein en boven de grondwatertafel worden op
verscheidene dieptes drukcellen geïnstalleerd voor het opmeten
van de zuigspanning, boven de verzadigde zone;
door ontname van grondmonsters wordt het watergehalte
bepaald. Daartoe wordt het grondmonster gedroogd in een
droogstoof (bij 105°C) en wordt het grondmonster voor en na
droging gewogen.
Er is een essentieel verschil in het opzet tussen een laboratoriumproef en een in-situ
proef:
• bij een laboratoriumproef wordt het monster onderworpen telkens aan
één bepaalde onderdruk aan één zijde van het grondmonster. Er
wordt per proef telkens één punt van de retentiecurve bepaald;
• bij de in-situ proef (in geval de te onderzoeken grondlaag een
voldoende dikte heeft), worden tensiometers op verschillende dieptes
geplaatst en kan men in één meetfaze verschillende punten van de
retentiecurve bepalen.
Op basis van de retentiecurve en de gemeten korrelverdeling van het grondstaal
kan de permeabiliteit in functie van de verzadigingsgraad berekend worden. Uit de
korrelverdeling kan de netto-doorstromingssectie berekend worden. Door de kennis
van de doorstroomsectie en de gradiënt (uit de retentiecurve) kan het
doorstromingsdebiet becijferd worden.
De voordelen van deze proef zijn o.a.:
• de technische complexiteit van het proefopzet is beperkt, zowel voor
de laboratoriumproef als de terreinproef
• monsters worden in-situ ontnomen met klassieke boortuigen, zowel de
monsters voor uitvoering van de laboratoriumproeven als de
controlemonsters voor de bepaling van het watergehalte (voor de insitu
proeven)
• men kan een betrouwbare meting van het watergehalte koppelen
aan een betrouwbare meting van de zuigspanning (onder de
voorwaarde dat de grondlaag of het grondmonster homogeen is).
Een andere proeftechniek bestaat er in om de doorlatendheidsfunctie k()
rechtstreeks te bepalen, dus niet op basis van de retentiecurve (zoals hiervoor
verduidelijkt):
• door middel van consolidometers : in deze proef wordt de hydraulische
conductiviteit berekend uitgaande van het tijd-vervormingsgedrag
gemeten in een oedometerproef (op basis van de
consolidatievergelijking : de snelheid waarmee een grondmonster
wordt samengedrukt wordt in belangrijke mate bepaald door de
dissipatie van het grondwater en dus de doorlatendheidscoëfficiënt).
Men bepaalt de doorlatendheidsheidscoëfficiënt in het midden van
Innovatieforum 2011 p. 6/14

het monster. Deze proef kan worden uitgevoerd bij zowel verzadigde
als onverzadigde monsters. Het nadeel is dat men slechts de
doorlatendheid van de grond gaat bepalen bij een vooraf ingesteld
watergehalte en spanningsniveau.
Tot slot bestaat er een proef techniek waar het infiltratiedebiet gemeten wordt bij
een ingestelde waterkolom. Dit kan zowel uitgevoerd worden in-situ als in het
laboratorium. Bij deze proeven gaat men de tijd opnemen waarbij een ingestelde
hoogte van een waterkolom wordt afgebouwd ofwel meet men het debiet dat
moet toegevoegd worden aan deze waterkolom om de hoogte in de waterkolom
constant te houden. Deze techniek leidt tot een kwalitatieve beoordeling van de
snelheid van infiltratie, doch wordt bepaald door de grootte van de ingestelde
waterkolom, de grootte van het proefapparaat (randverstoringen en driedimensionale
stroming bij uittrede die vertaald wordt naar een éénassige stromingsrichting.
6. EERSTE KEUZE VAN CENTRIFUGE - BESTAANDE LABORATORIUMCENTRIFUGE UIT DE
FARMACEUTISCHE INDUSTRIE
De centrifugatie gebeurt op basis van :
• constant toerental : in de voorbereidende testen 500 - 1000 tr/min om invloed
samendrukking te beperken;
• vooraf ingestelde versnellingscurves;
• per proef twee tegenover elkaar geplaatste grondmonsters en twee dummy's
om te voorkomen dat apparaat in onbalans draait (apparaat stopt dan
automatisch);
Bij deze centrifuge moet bijzondere aandacht gespendeerd worden aan
- een voldoend nauwkeurige bepaling van het uitstromend debiet
- de stabiliteit van de centrifuge
Hieronder worden enkele foto’s gegeven van de proefopstelling van de centrifuge
(fig. 1, 2 en3).
Innovatieforum 2011 p. 7/14

Figuur 1 - Tafelmodel van de centrifuge met toerental van max. 16000 tr/min met
regeling +/- 1tr/min
De grondmonsters worden ingebouwd in glazen recipiënten die op zich ingebouwd
worden in een grotere behuizing (fig. 3).
(De grondstalen hebben de afmetingen +/- 55 mm (hoogte) x 25 mm (diameter) en
hebben een voldoend dikke wand (3 mm) om de radiale drukken en de krachten
van de centrifugaalbeweging op te vangen.
Onderaan is het recipiënt voorzien van een glazen filter (dikte 2,55 mm, grootte van
de openingen te bepalen in functie van de aard van de grond)
Zij worden geplaatst in een gesloten behuizing ter voorkoming van aerodynamische
neveneffecten, in het bijzonder bij de randvoorwaarde van vrije uitstroming.
Het recipiënt wordt bovenaan afgesloten door een dubbele schroefdop (grijs).De
binnenste rode schroefdop is door middel van een bout bevestigd aan de grijze
schroefdop zodat het recipiënt niet kan losgerukt worden tijdens de
centrifugaalbeweging.
In de gesloten behuizing is een gesloten systeem waarbinnen een constante
luchtdruk heerst.
Onderaan kan de uitstroom worden afgesloten door de plaatsing van een
schroefdop (rood).
Innovatieforum 2011 p. 8/14

FIguur 2 - behuizing van de recipiënten
Figuur 3 - recipiënten
In 2010 werden eerste proeven uitgevoerd ter bepaling van de
doorlatendheidscoëfficiënt bij verzadigde stroming en werd de representativiteit en
herhaalbaarheid van de proefresultaten onderzocht.
In het bijzonder werd hier een referentieklei (kaolinietklei) genomen, waarvan de
grondeigenschappen goed gekend zijn (Laboratorium voor Geotechniek UGent). Uit
de uitgevoerde centrifugeproeven bleek een uitstekende overeenkomst tussen de
resultaten van de klassieke doorlatendheidsproeven en de centrifugeproeven.
Innovatieforum 2011 p. 9/14

In het bijzonder kon de doorlatendheidscoëfficiënt (bij verzadigde stroming)
nauwkeurig bepaald worden in een tijdsinterval van +/- 3 uur.
Recent werd een deelonderzoek uitgevoerd van de versnelde consolidatie die met
de centrifuge kan gerealiseerd worden alsook de invloed van de consolidatie op de
doorlatendheid.
Vier grondmonsters met een waterhoeveelheid gelijk aan tweemaal de vloeigrens
werden voorbereid en een half uur onder eigengewicht geconsolideerd. Vervolgens
werden ze in de centrifuge geplaatst en onderworpen aan een rotatie 150 TPM
(toeren per minuut). De hoeveelheid van het water en de hoogte van het
grondmonster werden op verschillende tijdstippen gemeten. Het uitgestroomde
water bestaat ten dele uit het doorgestroomde water, ten dele uit water dat vrijkomt
als gevolg van de samendrukking van het grondmonster.
Bij het bereiken van de consolidatie zal de doorlatenheidscoëfficiënt naar een
constante waarde evolueren.
Dit kan voorgesteld worden in onderstaande figuur.
Figuur 4 - invloed van de consolidatie op de doorlatendheidscoëfficiënt
Op die wijze kan men de doorlatendheid van de grond bij verschillende
consolidatiespanningen meten door na stabilisatie het toerental te verhogen naar
een hoger toerental.
Men kan op basis van deze resultaten onderstaande curve opstellen voor de
gemeten doorlatendheid.
Uit deze curve blijkt :
- goede herhaalbaarheid van de metingen (totaal 5 metingen in
proevenprogramma 2011))
Innovatieforum 2011 p. 10/14

- de overeenkomst met de resultaten uit 2010 is opmerkelijk (afwijking +/- 5 %)
Figuur 5 - resultaten doorlatendheidscoëfficiënt als functie van de
consoldatiespanning
Op dit ogenblik zijn de eerste testen bezig voor de bepaling van de
doorlatendheidsfunctie bij onverzadigde stroming.
7. ONTWIKKELING VAN EEN NIEUWE CENTRIFUGE
De doelstellingen van de nieuwe centrifuge zijn :
- de bepaling van de doorlatendheidsfunctie in een doorlopende proef (zonder
onderbreking)
- een betere controle van randvoorwaarden
- uitvoeren van de proeven onder een breder gamma aan randvoorwaarden
Het concept van deze nieuwe centrifuge wordt voorgesteld in onderstaande figuur
6.
Innovatieforum 2011 p. 11/14

Het recipiënt en de meetsensor voor de metingen van het wateroppervlak boven
het monster worden afgeschermd van aërodynamische verstoringen door een
globale inkapping. Het recipiënt wordt afzonderlijk ingebouwd in een behuizing voor
een solide bevestiging.
De stabiele rotatie bij de optredende centrifugaalkracht wordt bewerkstelligd door
een verplaatsbaar en variabel tegengewicht en een voldoend stijve draaias.
In het recipiënt (fig. 7) wordt het grondmonster geplaatst tussen twee poreuze
stenen bovenaan en onderaan het grondmonster.
Het grondmonster wordt ingebouwd rechtstreeks in een dikwandig glazen recipiënt
of ingebracht in het glazen recipiënt na ontname door middel van een dunwandige
stalen cilinder uit een op het terrein ontnomen grondstaal.
Figuur 6 - Conceptekening van de prototype centrifuge
Figuur 7- Afsluitdop met afsluitbare uitloop
Innovatieforum 2011 p. 12/14

Voor dit prototype van centrifuge en de nieuwe meettechniek werd een
patentaanvraag ingediend. De ontwikkeling van dit prototype is voorzien voor het
einde 2012.
Met dank aan
- Universiteit Gent - Onderzoeksgroep Numerical Analysis and Mathematic Modelling (NaM2)
voor de ontwikkeling van de numerieke algoritmes (gefinanceerd door IWT-project
CENPERON)
- Hogeschool West - voor de ondersteuning bij de ontwikkeling van een starre pendulum
voor de bepaling van het inertiaalmoment van een grondstaal en een systeem om de
waterhoogte boven een grondstaal in een snel draaiende centrifuge te meten
Innovatieforum 2011 p. 13/14

Spoorzone Delft : top down tunnel onder historische gebouwen
H. Mortier, CFE

Spoorzone Delft : top down tunnel onder historische gebouwen
Mortier Hans, CFE Nederland / CCL hans_mortier@cfe.be
Delfgaauw Steven, Witteveen + Bos s.delfgaauw@witteveenbos.nl
Inleiding
Binnen het project Spoorzone Delft wordt het drukbereden bestaande tweesporige
treinviaduct vervangen door een viersporige tunnel. De totale afstand waarover het
project zich uitstrekt bedraagt circa 2400 m tussen noordelijke en zuidelijke toeritbakken.
De voornaamste onderdelen van het project zijn enerzijds het ondergrondse station van
circa 450 m lengte waarop het nieuwe stadskantoor van Delft zal worden aangebracht
en het tunneldeel in de Phoenixstraat (circa 750 m lengte) waar de tunnel wordt
aangebracht op nauwelijks 3 to 4 m afstand van de gevels van de historische
bebouwing, voornamelijk op staal gefundeerd. Beide deelprojecten worden vervaardigd
door gebruik te maken van diepwanden als tijdelijke en tevens definitieve keerwanden.
Teneinde het verkeer in de Phoenixstraat zo min mogelijk te verstoren, alsook de
invloed van de uitgraving van de tunnel op de naburige belendingen zo klein mogelijk te
houden, is gekozen voor de top down methode (uitgraving in stross). Vanwege de
noodzaak om het treinviaduct te handhaven tot twee sporen in de tunnel klaar zijn,
gekoppeld aan de nauwe beschikbare breedte in de Phoenixstraat, dienen de werken in
twee fasen plaats te vinden; eerst de oostbuis met sporen 1 en 2, en vervolgens na
afbraak van het bestaande viaduct, de westbuis met sporen 3 en 4.
Figuur 1 : Eerste fase uitvoering Phoenixstraat
Over circa 600 m lengte, wordt in de Phoenixstraat bovendien nog een tweelaagse
ondergrondse parkeergarage aangebracht. Deze wordt samen met de westbuis in fase 2
gerealiseerd, eveneens middels diepwanden.

Figuur 2 : Tweede fase uitvoering Phoenixstraat
Gezien het feit dat de oostbuis (de eerste fase) dient gebouwd te worden in de nauwe
beschikbare strook tussen de huizen aan de oostelijke zijde van de Phoenixstraat en het
bestaande viaduct, waarbij bovendien bestaande auto- en tramverkeer gehandhaafd
dient te blijven, was het alignement van de oostbuis destijds door opdrachtgever Prorail
geprojecteerd onder twee historische monumenten. Dit waren enerzijds de bagijnetoren,
een toren die deel uitmaakte van de Middeleeuwse ommuring van de Stad, en
anderzijds Molen de Roos, een oude nog volledig functionerende windmolen. Om de
tunnel onder deze structuren mogelijk te maken, werden twee verschillende methoden
bedacht.
Figuur 3 : Bagijnetoren en Molen de Roos op tunneltraject

Molen de Roos
Inleiding
Molen de Roos is een rijksmonument uit de 18 e eeuw. Het molencomplex, bestaande uit
een stellingmolen en een aangrenzend woon- en pakhuis, staat deels op een
oorspronkelijke strokenfundering en deels op een later aangebrachte puttenfundering.
Aangezien de toekomstige tunnel direct onder de Molen is geprojecteerd, dient de Molen
tijdens de bouwfase van de tunnel tijdelijk door een ander funderingssysteem te worden
overgenomen. Combinatie CrommeLijn (CCL) heeft hiervoor, samen met Civiele
Technieken de Boer en opdrachtgever Prorail, een werkmethode ontwikkeld waarbij de
molen, tijdens de bouwfase van de tunnel, op een betonplaat staat welke op haar beurt
is ondersteund door funderingspalen.
Figuur 4 : Molen de Roos voor start werkzaamheden
Vooreerst werd op basis van de archieftekeningen en plaatsbeschrijvingen een
lastendaling opgesteld, waarbij voor de bouwfasen enkel permanente lasten, wind- en
sneeuwbelastingen werden beschouwd, er van uitgaande dat het wiekenkruis niet meer
aanwezig is. Voor de definitieve fase worden deze belastingen nog verhoogd met een
aandeel van mobiele vloerbelastingen en windbelastingen op het wiekenkruis in alle
mogelijke oriëntaties.
Paalfundering
Initiele doorsnedeberekeningen van de tunnel ter plaatse van Molen de Roos gaven aan
dat een paalpuntniveau van de diepwanden van maximaal – 24 m NAP een haalbare
zaak was. Daar men dacht aan het toepassen van inwendig geheide stalen buispalen

met een diameter van 219 mm, en men ten allen tijde wilde vermijden dat het
puntdraagvermogen van deze palen zou gereduceerd worden door het aanbrengen van
de diepwanden, was een aanzetniveau van de funderingspalen van minimaal acht
diameter lager dan de diepwanden een vereiste. Dit resulteerde dus in een
paalpuntniveau van – 25,75 m NAP voor de funderingspalen. Een proefinstallatie van
vier palen werd in het uitvoeringsproces vooruit getrokken teneinde de haalbaarheid van
de inheidiepte en de door het heiproces veroorzaakte trillingen te kunnen beoordelen.
Zowel de te grote trillingen als het niet bereiken van de vereiste inheidieptes,
noodzaakte de overstap naar een ander paaltype.
Figuur 5 : Aanbrengen inwendig geheide buispalen binnenin woonhuis
Bij dit nieuwe paaltype werd een stalen casing met diameter 219 mm en paalpunt van
369 mm toegepast, waarbij de spleet tussen grond en casing werd gevuld met een
groutinjectie, althans over het traject in het Pleistocene zand (vanaf circa – 19 m NAP).
Daar dit nieuwe paaltype een groter draagvermogen per paal kon garanderen, werd de
initiele hoeveelheid palen van 67 stuks gereduceerd tot 45 stuks.

Figuur 6 : Principe detail schroefinjectiepalen
Aanbrengen funderingsplaat
Aangezien de voorziene funderingspalen zowel aan de binnenkant als aan de buitenkant
van de Molen en zijn bijgebouwen zijn aangebracht, dient de funderingsplaat onder de
dragende muren aangebracht te worden. Hiertoe worden op regelmatige basis gaten
door de draagmuren heen voorzien, waardoor de wapening en later het beton wordt
aangebracht. De betonberekeningen toonden aan dat de optredende krachtswerkingen
konden opgenomen worden door een funderingsplaat met een dikte van circa 450 mm.
Om deze plaat op het voorziene niveau aan te kunnen brengen, zou de grond deels
moeten worden afgegraven, en deels worden opgehoogd.
Een rapport van het Laboratorium voor Grondmechanica van 1984 gaf een relaas van
de optredende vevormingen van de molen tussen 1958, het jaartal waarin een naast de
molen lopende gracht werd gedempt, en 1984. Hieruit werd snel duidelijk dat de molen
extreem gevoelig was voor nieuwe belastingen op het naburige maaiveld, zodat het idee
van een aanvulling met grond werd vervangen door een aanvulling met EPS. Meer nog,
de voorziene stort van 450 mm beton zou reeds aanleiding geven tot ontoelaatbare
differentiële zettingen, zodat werd overgestapt naar een eerste stortfase van 150 mm
dikte en een latere stortfase van de overige 300 mm beton, na verharding van de eerste
fase en ophanging ervan aan de tijdelijke funderingspalen.

Figuur 7 : Vijzelpalen, fundatievloer en tijdelijke stabiliteitsvoorzieningen
Constructieve berekening funderingsplaat
De funderingsplaat diende voor tal van belastingscenario’s doorgerekend te worden
zoals
• berekening van eerste stort (150 mm) met tweede stort (300 mm) als belasting
• berekening van de plaat op funderingspalen met belastingen vanuit de Molen
zonder wiekenkruis
• berekening van de plaat op de ribben van het definitieve tunneldek met
belastingen vanuit de Molen met wiekenkruis
• berekening van de plaat op funderingspalen tijdens op spanning brengen palen
• berekening van de plaat op funderingspalen tijdens aanbrengen diepwanden
De eerste twee belastingsscenario’s zijn intussen voldoende duidelijk. De overige
belastingsscenario’s worden in volgende paragrafen nader toegelicht.
Op spanning zetten tijdelijke funderingspalen
Voorafgaand aan de echte vijzelwerkzaamheden worden de tijdelijke funderingspalen
gecontroleerd op hun draagvermogen. Hiertoe wordt de berekende representatieve
paalbelasting voor 120% door middel van vijzels in de funderingspaal aangebracht. Dit
zorgt ervoor dat de paal tijdens het latere vijzelproces met een theoretische marge van
20% gevrijwaard is van onverwachte zettingen. Initieel was het de bedoeling om de
palen een voor een tot 120% te testen, en ze nadien af te laten tot 80%. Op het einde
van het proces zouden alle palen dan afgespannen zijn op 80%, zodat de molen dan

geborgd zou zijn tegen (onverwachte) differentiële zettingen tijdens de navolgende
uitvoeringsfasen.
Figuur 8 : Principe detail vijzeljukken
Aanbrengen diepwanden
Op basis van ervaringen bij andere diepwandprojecten, waarbij diepwanden in de
nabijheid van bestaande paalfunderingen werden aangebracht, is een grafiek opgesteld
waarin de afname van de qc-waarden (ten gevolge van de ontspanning in de ondergrond
nabij de sleuf) in relatie tot de onderlinge afstand tussen diepwand en de paalfundering
in kaart worden gebracht.

Figuur 9 : Afname qc-waarden tgv installatie diepwanden ifv afstand tot diepwand
De afname van de qc-waarden zou resulteren in een blijvende afname van het
berekende paaldraagvermogen. Verschillende scenario’s werden doorgerekend, waarbij
voor verschillende reeksen van palen de veerstijfheden werden gereduceerd, en dit op
basis van de verschillende diepwandpanelen die achtereenvolgens werden gerealiseerd.
In onderstaande figuur zijn de doorgerekende rekenscenario’s aangegeven.
Figuur 10 : Doorgerekende scenario’s diepwandinstallatie
De verschillende berekeningen gaven een verschilzetting aan van maximaal 1,6 mm’ en
doorgaans bleven de verschilzettingen kleiner dan 0,4 mm’, zodat alles binnen de
gestelde marges bleef. De snedekrachten en paalkrachten varieerden nauwelijks, zodat
er geen aanpassing van het ontwerp nodig was. De gemaakte berekeningen zijn dus

scenario’s waar enkel die palen naast het uitgegraven paneel in stijfheid worden
gereduceerd. Dat er nadien naburige panelen worden gegraven, welke op hun beurt
naburige palen zullen beïnvloeden voor wat betreft hun veerstijfheid is niet verder
beschouwd, omdat dit proces enkel weer zal migreren naar de oorspronkelijke
uitgangssituatie, zij het dan met allemaal minder stijve (rand-)palen, een scenario dat
ook werd doorgerekend. De paaldraagcapaciteiten van de oorspronkelijk voorziene
palen voldeed nog steeds bij deze scenario’s omdat initieel een aandeel negatieve kleef
ten gevolge van het in een stort aanbrengen van de funderingsplaat was
meebeschouwd.
Figuur 11 : Aanbrengen geleidewanden
Figuur 12 : Bescherming vijzeljukken tijdens diepwandinstallatie

Figuur 13 : Start graafwerkzaamheden diepwanden
Vijzelen Molen de Roos
Nadat alle diepwanden geïnstalleerd zijn, wordt de Molen en bijgebouwen over een
hoogte van circa 1,00 m’ omhoog gevijzeld. Om de gevoeligheid van de Molen en
bijgebouwen ten aanzien van differentiële zettingen te kunnen inschatten, is een 3D
eindig elementen model opgemaakt van het mestelwerk van de molen en bijgebouwen
en de betonnen funderingsplaat. Een vijftal weloverwogen belastingsgevallen worden op
de elastische bedding onder de funderingsplaat aangebracht. Uit de resultaten kan
geconcludeerd worden dat de hoekrotatie beperkt moet worden tot 1/2000 teneinde de
optredende scheurwijdte tot 0,1 mm te beperken. Versoepeling van de eis tot 1,0 mm
levert een maximaal toelaatbare hoekrotatie op van 1/1000 of een maximale differentiële
zetting van 4 mm tussen de prisma’s welke gemiddeld 4,00 m uit elkaar zijn
aangebracht.

Figuur 14 : Spanningsanalyse metselwerk molenstomp
Wanneer de Molen opgevijzeld is, dient hij voldoende geborgd te zijn om mogelijke
windbelastingen te kunnen opnemen. Hiertoe werd initieel gedacht om de ruimte tussen
funderingsplaat en tijdelijke palen uit te wiggen na het op hoogte komen van de
constructie, maar aangezien er tijdens het vijzelen ook geleidingsconstructies vereist
waren (weliswaar op een lagere windbelasting door te rekenen), werden deze
geleidingsconstructies ook gedimensioneerd op de windbelastingen tijdens de
“parkeerfase”, de fase tussen opvijzelen en neerlaten van de funderingsplaat en
molencomplex. Deze geleidingsconstructies werden in het bovenste deel van de
diepwanden ingestort.

Figuur 15 : Vasthoudconstructie
Realisatie spoortunnel
Na het opvijzelen van het molencomplex kan de dakplaat van de oostbuis gerealiseerd
worden. Normaliter was het conform de Settlement Risk Analysis (SRA) noodzakelijk om
eerst een stempellaag aan te brengen tussen de diepwanden, vooraleer men kon
ontgraven tot de onderkant van de (toekomstige) dakplaat. Aangezien de dakplaat
voorzien zou worden van een ribbenstructuur, waarop de funderingsplaat zou afgelaten
worden, was het uitvoeringstechnisch onmogelijk dat er tussen deze ribben nog
stempels aanwezig zouden zijn tijdens de graaf-, vlecht- en stortwerkzaamheden. Een
mogelijkheid werd gezocht in het vooraf enkel aanbrengen van de ribben, welke dan een
stempelfunctie zouden uitoefenen in de realisatiefase van het dak, maar ook dit was
haast onmogelijk. Een nog meer gedetailleerde SRA-beschouwing gaf echter aan dat
ten gevolge van enerzijds het iets verder afgelegen zijn van de belendingen, en
anderzijds het verstijvende effect van de “diepwand”-vorm van de oostelijke diepwand
resulteerden in het kunnen weglaten van het bovenste stempelraam.
Na verharding van dak en ribben, kan de funderingsplaat en molencomplex hierop
afgelaten worden. Het spreekt voor zich dat de overname van de krachten uit de vijzels
door dakplaat en ribben op een dusdanige manier gebeurt, dat er nauwelijks sprake is
van vervormingen (doorbuigingen) van de funderingsplaat terwijl de dakplaat tijdens de
belastingsovername zijn vervormingen ondergaat. Daarvoor worden vijzels gebruikt
tussen funderingsplaat en dakplaat, welke in een voldoende fijn stramien naast de
ribben zijn opgesteld. Door deze vijzels vervormingsgestuurd te bedienen, kan de
funderingsplaat volledig horizontaal gehouden worden, terwijl de dakplaat en ribben
vervormen. Bovendien mag de dakplaat tijdens dit overnameproces ook niet meer
gesteund worden door het onderliggende grondmassief. Om dit te bewerkstelligen,
worden voorafgaand aan de realisatie van de dakplaat “Max Frank setzungsplatten” op
het uitgravingsniveau aangebracht. Op deze platen wordt vervolgens een laag
zuiverheidsbeton gestort, welke na verharding als bescherming van deze platen zal
dienen tijdens de vlechtwerkzaamheden. Deze “setzungsplatten” zijn kartonnen platen
met een honingraatvormige structuur. Wanneer men doorheen deze platen gedurende

afdoende lange periode water laatstromen, wordt de honingraat structuur afgebroken en
ontstaat er een holle ruimte tussen de grondbedding en de verharde structuur boven
deze platen.
Figuur 16 : Maxfrank Setzungsplatten - werkingsprincipe
Tussentijdse aanpassing uitvoeringswijze
Tijdens het aanbrengen van de palen werd snel duidelijk dat de Molen heel gevoelig was
voor zelfs de minste verstoring van de grond onder de funderingsaanzet. De
aanbrengvolgorde van de palen was terug te vinden in de historiek van de opgemeten
vervormingen.
Figuur 17 : Zettingsevolutie Molen de Roos - Langsraai

Bovendien was het op basis van archiefgegevens veronderstelde niveau van de
bestaande ringbalk onder de molenstomp, in realiteit schuin verlopend en op een
dusdanig lager niveau, dat de onder deze ringbalk voorziene funderingsvloer diende
gere-engineerd te worden op een niveau boven deze ringbalk. Dit betekende meteen dat
de funderingsplaat onder molenstomp en bijgebouwen verschillende niveaus zou
hebben. Vanwege de grote vervormingen met het aanbrengen van de funderingspalen,
werd dan ook besloten om na het gereedkomen van de palen binnenin de molenstomp
reeds de vloer in de molenstomp te gaan aanbrengen (in een stort vanwege een ligging
dien resulteerde in evenveel betongewicht als gewicht uitgegraven grond) en de
vervolgens de molenstomp reeds te gaan stabiliseren op enkel deze negen palen. Na
een testbelasting van de palen, werden de palen strak gezet op 60% van het berekende
eigengewicht. Op deze manier bleef er nog voldoende resterende paalcapaciteit over
om de mogelijks optredende windbelastingen op te nemen. Om voldoende redundantie
in de structuur te voorzien, werd de funderingsplaat in de stomp wel berekend op
paalkrachten met 100% eigengewicht en windbelastingen. Vervolgens werden dan de
overige palen rondom en binnenin de bijgebouwen aangebracht. Tenslotte werd de
funderingsplaat onder de bijgebouwen aangebracht en monoliet verbonden met de
funderingsplaat onder de molenstomp. Afhankelijk van de verhouding nieuw
betongewicht versus gewicht ontgraven grond, werden deze plaatdelen al dan niet in
twee storts aangebracht.
Bagijnetoren
Ook onder de Bagijnetoren werd een nieuwe funderingsplaat gerealiseerd door het
aanbrengen van gewapend beton binnen en buiten de toren en verbindingen tussen
beide plaatdelen te creeren middels “tanden” doorheen vooraf uitgehakte sparingen. Het
aanzetpeil van deze funderingsplaat bedroeg – 0,60 m NAP en derhalve diende de
grond rondom de toren tot dit peil ontgraven te worden. Opdat de toren in die situatie
voldoende veiligheid tegen grondbreuk zou hebben, dienden de funderingsmuren
minimaal tot -1,40 m NAP te reiken. Daar geen eenduidige archiefgegevens beschikbaar
waren hieromtrent, werden verkenningssleuven gegraven. Deze gaven aan dat de
onderkant funderingsmuren ongeveer het peil – 1,40 m NAP hadden.
Eenmaal de funderingsplaat gerealiseerd, kon men de funderingsmuren onder de
funderingsplaat middels beton kettingzagen scheiden van de bovenliggende structuur.
Vervolgens werden aan beide zijden van de funderingsplaat schuifbanen op stroken van
grondverbetering aangebracht. Via een structuur van dwarsbalken en trekstangen, werd
de toren en zijn nieuwe funderingsplaat vervolgens 50 millimeter omhoog gevijzeld.
Nadien werd de gehele structuur middels horizontale vijzels verschoven over een traject
van circa 18 meter. Hierbij werden variaties in grondbedding factor 1,41 beschouwd, en
dit zowel binnen het traject van een schuifbaan als tussen beide schuifbanen onderling.
De hiermee gepaard gaande differentiële zetting gaven geen risico tot ontoelaatbare
scheurvorming in de toren. Aan het uiteinde van de schuifbaan, werd de toren afgezet
op een massief van zand/cementstabilisatie.

Figuur 18 : Bagijnetoren klaar om teruggeschoven te worden
Na het weghalen van de schuifbanen en de restanten van de oorspronkelijke
funderingsmuren, kon het aanbrengen van de diepwanden en dakplaat op de
voormalige torenlocatie aanvangen. Na gereedkomen en verharden van de dakplaat,
welke een stuk uitkragend boven de toekomstige westbuis werd aangebracht omdat de
toren deels boven oost- en westbuis is gesitueerd, kon de toren weer teruggeschoven
worden naar zijn originele locatie. Dit gebeurde op identieke wijze als voordien. Een
extra rekencontrole werd verricht op de schuifbanen ter plaatse van de overgang
grondverbetering naar tunneldek. Eenmaal op de juiste locatie gekomen, werd de toren
en zijn funderingsplaat afgelaten op vooraf op het tunneldek aangebrachte sokkels.

Figuur 19 : Bagijnetoren klaar om teruggeschoven te worden - luchtfoto

Discrete simulaties vann breukgroei in (soil mix) materiaal met zwakke insluitsels
A. Vervoort en G. Van Lysebetten, K.U.Leuven

Innovatieforum Geotechniek (16 de editie)
15 december 2011, Ingenieurshuis – KVIV
DISCRETE SIMULATIES VAN BREUKGROEI
IN (SOIL MIX) MATERIAAL MET ZWAKKE INSLUITSELS
Samenvatting
A. Vervoort en G. Van Lysebetten
Departement Burgerlijke Bouwkunde, K.U.Leuven
Het falen van gesteenten wordt vooral bepaald door de initiatie en groei van breuken in het
gesteentemateriaal. Reeds bij relatief kleine belastingen ontstaan er micro-breukjes, die later
doorgroeien tot macro-breuken. Het globale gedrag kan meestal vrij goed benaderd worden met de
klassieke elasto-plastische modellen. Echter wanneer men meer in detail deze breukinitiatie en –groei
wenst te analyseren, zijn discrete simulaties noodzakelijk. Dit is bijvoorbeeld het geval wanneer men
een correct onderscheid wenst te maken tussen breuken ontstaan in trek en deze t.g.v. afschuiving,
maar ook wanneer men het effect van heterogeniteiten in het materiaal wenst te kwantificeren.
In het kader van een lopend IWT-project uitgevoerd door WTCB, ABEF en K.U.Leuven, is deze
benadering toegepast op soil mix-materiaal. Bij de soil mix-techniek wordt de grond in situ
mechanisch vermengd met een geïnjecteerd bindmiddel om de sterkte van de grond te verhogen. In
het materiaal worden insluitsels van slecht of niet gemengd materiaal waargenomen. Deze insluitsels
zijn soms zeer klein en vertegenwoordigen slechts 1% van het totale volume, maar in andere gevallen
kan het relatief percentage groter zijn dan 10% en/of relatief grote dimensies hebben (cm-schaal of
meer). Om het effect van deze insluitsels te analyseren worden numerieke simulaties uitgevoerd met
UDEC. UDEC is een 2D numeriek programma dat gebaseerd is op de discrete elementen methode.
Om individuele breukgroei te kunnen simuleren is het nodig dat het monster wordt opgedeeld in
meerdere kleine discrete blokken, waarvan de randen potentiële breukpaden zijn.
Uit de simulaties blijkt dat de vermindering in sterkte en stijfheid van een monster niet overeenkomt
met het gewogen gemiddelde ervan gebaseerd op de totale oppervlakte van gemengd en ongemengd
materiaal. Voor slechts 1% ongemengd materiaal worden de sterkte en stijfheid gereduceerd met
gemiddeld respectievelijk 20 en 2%; voor bijvoorbeeld 10% ongemengd materiaal neemt de sterkte af
met gemiddeld meer dan de helft en de stijfheid met 31%. Echter niet alleen het percentage is
belangrijk, maar ook de vorm, de individuele grootte, de onderlinge positie, enz. spelen een
belangrijke rol in het globale gedrag.
1. Inleiding: waarneming van individuele geïnduceerde breuken
Typisch voor toepassingen in de rotsmechanica is dat er in gesteenten regelmatig
breukvorming optreedt en dit in tegenstelling tot het gebruik en ontwerp van andere
1

materialen. Soms is breukvorm breukvorming noodzakelijk, bijvoorbeeld voor het breken van het
gesteente tijdens de delving. . Ook is men voor uitgravingen op grote diepte verplicht om het
gesteente te laten ontspannen om realistische ondersteuning
ondersteuningsdrukken drukken toe te laten; deze
ontspanning vindt plaats ts via plastische vervorming, maar hoofdzakelijk via breukvorming
rond de uitgraving. Tenslotte treedt vaak ongewenste faling op als gevolg van een bepaalde
spanningsherverdeling in het materiaal materiaal; ; dit kan op microscopische schaal gebeuren, maar ook
op grote schaal. . Daar komt nog bij dat de rotsmechanica voortdurend wordt geconfronteerd
met zeer complexe materialen. Vele gesteenten vertonen anisotropie, zijn heterogeen van
aard en/of zijn verzwakt door natuurlijke discontinuïteiten. Dit maakt het ontwerp van
constructies in dergelijk materiaal er dan ook niet eenvoudiger op.
Dit alles betekent dat in het domein van de rotsmechanica er een grote aandacht is voor de
individuele breukgroei en de relatie met de samenstelling van het gesteente materiaal. Voor
het waarnemen van de individuele breukgroei en van de geïnduceerde breuken worden
meerdere technieken gebruikt, meestal in combinatie met elkaar. . Bijvoorbeeld elke groeistap
van een breuk gaat gepaard met het vrijkomen van energie die zich omzet in een akoest akoestische
golf die zich voortplant doorheen het materiaal en bijgevolg kan opgemeten worden aan de
buitenkant van bijvoorbeeld een proefmonster (akoestische emissie-techniek techniek; Lavrov et al.,
2002). Door meerdere sensoren te gebruiken kan de bron gelokaliseerd wworden.
Wanneer de
vorming van een breuk op microscopische schaal belangrijk is, biedt de studie via
petrografische slijpplaatjes een duidelijk toegevoegde waarde ( (Van Van de Steen et al., 2002;
Tavallali en Vervoort, 2010). ). Ter illustratie hiervan is een voorb voorbeeld eeld weergegeven in Figuur
1.a, waarbij een slijpplaatje van een getest kalksteenmonster wordt getoond (UCS (UCS-proef). De
afschuifzones zijn duidelijk zichtbaar; deze zones hebben een breedte van ongeveer 0.1 mm
i.p.v. een heel gelokaliseerde individuele breu breuk.
a.
b.
Figuur 1. Enkele voorbeelden van geïnduceerde breuken. a. Afschuifzones gevormd tijdens
UCS-proef proef in kalksteenmonster (breedte van foto = 2 mm) mm); b. CT-beeld beeld van kalksteen-kubus
(zijde 31 mm), belast in een ware triaxiale spanningstoestand.
De CT (Computerized Tomography) XX-stralen
stralen methode is dan weer zeer geschikt om een
3D-beeld beeld te produceren van het breukpatroon, waarbij wel moet opgemerkt worden dat de
zeer dunne breukjes niet noodzakelijk kunnen gevisualis gevisualiseerd eerd worden (Vervoort et al., 2004).
In Figuur 1.b is een voorbeeld weergegeven van breuken geobserveerd in kalksteen nadat
deze onderworpen erworpen was aan een echte drie driedimensionale dimensionale spanningstoestand. Deze techniek is
zeker en vast interessant wanneer zwakke insluitsels worden geobserveerd, aangezien deze
2

normaal ook een andere densiteit hebben dan de rest van het materiaal, of m.a.w. naast de
geïnduceerde breuken worden ook de insluitsels gevisualiseerd. Uiteraard blijft de visuele
directe observatie aan de oppervlakte van het monster ook belangrijk. Door beeldanalyse-
technieken toe te passen kan men de evolutie van de breuken in functie van tijd of belasting
in kaart brengen (Debecker en Vervoort, 2009).
2. Discrete simulaties van individuele breukgroei
2.a. Inleiding tot de discrete elementen methode
Er bestaan meerdere simulatietechnieken die kunnen gebruikt worden voor het simuleren van
individuele breukgroei. In Debecker (2009) vindt men een overzicht van de verschillende
numerieke methodes die momenteel voorhanden zijn. Voor dit onderzoek wordt gebruik
gemaakt van UDEC (Universal Distinct Element Code). UDEC is een 2D numeriek
programma, dat gebaseerd is op de discrete elementen methode. Deze methode deelt het
bestudeerde medium op in een geheel van discrete blokken, die (stevig) met elkaar verbonden
zijn door contacten. De contacten bestaan uit twee veren met stijfheden kn en ks, georiënteerd
loodrecht op en evenwijdig met het contactoppervlak. Zowel de eigenschappen van de
blokken als van de contacten beïnvloeden het gedrag van het geheel. De eigenschappen
kunnen zuiver lineair elastisch zijn, maar een faalcriterium kan ook toegewezen worden. De
eigenschappen van de blokken en de contacten kunnen verschillende waarden aannemen, om
bijvoorbeeld heterogeen materiaal te modelleren.
Het doel van de simulaties is het breukpatroon tijdens bijvoorbeeld een UCS-test op monsters
te simuleren. De contacten tussen aaneengrenzende blokken doen hierbij dienst als potentiële
breukpaden (zie groene lijnen in Figuur 2). In de initiële toestand wordt het monster dan ook
als ‘intact’ materiaal beschouwd, waarbij een contact tussen twee blokken geen fysische
breuk voorstelt. Pas als het breukcriterium van het contact wordt overschreden, wordt het
geactiveerd en stelt het contact een reële breuk voor (zie rode lijnen in Figuur 2). Mogelijke
breukvorming beperkt zich dus tot de aanwezige contacten, waardoor het netwerk voldoende
fijn moet zijn.
Figuur 2. Voorbeeld van geheel van aaneengrenzende blokken, waarbij elk contact (groene
lijnen) kan geactiveerd worden, resulterend in een bepaald breukpad (rode lijnen).
3

Aan elk contact wordt een bepaalde cohesie, jcoh, en treksterkte, jten, toegekend. Het is
belangrijk van in te zien dat de eigenschappen van deze contacten geen fysisch meetbare
materiaaleigenschappen zijn. Ze moeten bepaald worden op basis van kalibratie van een
homogeen model, waarvan naast UCS en Young’s modulus, ook het breukpatroon onder een
uniaxiale belasting bijvoorbeeld gekend is (zie paragraaf 2.b).
2.b. Simulatie van individuele breukgroei in homogeen monster
Zoals vermeld in paragraaf 2.a kunnen de sterkte-eigenschappen van de contacten niet fysisch
opgemeten worden en moeten deze bepaald worden via kalibratie. Hiervoor baseert men zich
op de sterkte, de stijfheid en het breukpatroon van een homogeen monster, gekend uit
laboratoriumproeven. Dat de contacteigenschappen een grote invloed hebben op de
resulterende druksterkte en stijfheid van het gesimuleerde monster wordt aangetoond door
volgende voorbeelden.
De invloed van de contactstijfheid (kn en ks) op de Young’s modulus is weergegeven in
Figuur 3. Voor de 3 modellen zijn de sterkte-eigenschappen van de contacten dezelfde en
gelijk aan deze van basismodel 1 uit Tabel 1 (zie verder). Het is duidelijk dat hogere
contactstijfheden tot hogere Young’s moduli leiden. Bovendien lijkt de invloed van de
contactstijfheid op de resulterende Young’s modulus af te nemen voor hogere waarden voor
kn en ks. Daarnaast resulteert een lagere contactstijfheid in een hogere UCS-waarde. Dit komt
omdat voor eenzelfde vervorming van het monster de spanningen in contacten met een lagere
stijfheid lager zijn. De sterkte van deze contacten wordt dus pas voor een grotere vervorming
bereikt, wat tot hogere UCS-waarden leidt (Van Lysebetten, 2011).
Figuur 3. Invloed van de stijfheid van de contacten op de spanning-vervormingcurve van een
uniaxiale druktest (kn=ks=17.5, 35 en 70×10 12 Pa/m).
In Tabel 1 en Figuur 4 is de invloed van de cohesie (jcoh) en de trekweerstand (jten) voor een
bepaalde waarde van de contactstijfheid (65×10 12 Pa/m) weergegeven. Enerzijds is de
resulterende waarde van UCS en Young’s modulus gegeven (Tabel 1) en anderzijds het
resulterende breukpatroon (Figuur 4). Hieruit blijkt dat een hogere cohesie resulteert in een
hogere druksterkte (vergelijk bijvoorbeeld model 1 en 4, 2 en 5), wat vrij logisch is. Een
hogere treksterkte van de contacten lijkt echter te resulteren in een lagere UCS van het
4

monster. Verder beïnvloeden de sterkteparameters van de contacten de Young’s modulus van
het monster niet. Globaal gezien zijn de gesimuleerde breukpatronen sterk gelijkaardig met
afschuifzones onder een hoek van 60 à 70° met de horizontale (Van Lysebetten, 2011) en
kunnen allen als realistisch worden beschouwd. Zoals in Figuur 1 geïllustreerd, tonen de
simulaties ook eerder zones waarbinnen het materiaal bezwijkt, i.p.v. 1 enkele individuele
goed gelokaliseerde breuk.
Tabel 1. Invloed van de cohesie, jcoh, en de treksterkte, jten, van de contacten op de UCS en
de Young’s modulus, E, van het monster.
INPUT OUTPUT
jcoh
[MPa]
kn=ks
[×10 12 Pa/m]
jten
[MPa]
UCS
[MPa]
E
[GPa]
Basismodel (1) 6 65 3 11.5 10.6
Basismodel (2) 5.5 65 3.5 9.4 10.6
Basismodel (3) 5.5 65 2.5 10.4 10.6
Basismodel (4) 5 65 3 9.4 10.6
Basismodel (5) 4.5 65 3.5 8 10.6
Figuur 4. Vergelijking van het breukpatroon (nadat UCS is bereikt) voor de 5 basismodellen
van Tabel 1. Het netwerk van blokken en contacten is voor alle modellen hetzelfde, maar de
sterkteparameters van de contacten zijn verschillend (zoals samengevat in Tabel 1). Van links
naar rechts: basismodel 1, 2, 3, 4 en 5.
3. Toepassing op materiaal met zwakke insluitsels (soil mix)
3.a. Ontwikkeling van model
Al decennia lang wordt de (deep) soil mix-techniek gebruikt om de mechanische
eigenschappen van grond te verbeteren. De grond wordt hierbij in situ mechanisch vermengd
terwijl een bindmiddel, bijvoorbeeld een water-cementmengsel, wordt geïnjecteerd. Sinds het
begin van de jaren 2000 wordt deze techniek in België steeds meer gebruikt voor de
uitvoering van grond- en waterkerende constructies (Ganne et al., 2010). De soil mixtechniek
biedt immers tal van economische voordelen ten opzichte van traditionele
technieken zoals damwanden, palenwanden of Berlijnse wanden. Een soil mix-wand ontstaat
door het uitvoeren van overlappende cilindrische kolommen of rechthoekige panelen (secans-
5

methode). Op die manier verkrijgt men een continue soil mix-wand. Vooraleer de soil mix
uithardt worden stalen H- of I-profielen in de wand geplaatst die de momenten en
dwarskrachten in de kerende constructie moeten opnemen. Momenteel bedraagt de maximale
uitvoeringsdiepte in België rond de 20 meter, wat ruim voldoende is voor de meest courante
toepassingen.
Het voorkomen van grondinsluitsels in een soil mix-wand is onvermijdelijk, gezien de
specifieke uitvoeringsprocedure van deep mixing. Het volumepercentage aan insluitsels is
bovendien afhankelijk van de grondsoort. Uit laboratoriumproeven blijkt verder dat dit
volumepercentage aan insluitsels, maar ook het aantal, de relatieve positie en de vorm ervan,
het mechanisch gedrag van het materiaal beïnvloeden. Om dit effect meer gedetailleerd te
onderzoeken worden de laboratoriumproeven aangevuld met numerieke simulaties. Dit geeft
ook de mogelijkheid gevoeligheidsanalyses uit te voeren op een relatief eenvoudige wijze.
Het uitgangspunt hierbij is een reële 2D-doorsnede met afmetingen 120 × 240 mm, genomen
uit de doorsnede van een in situ uitgevoerde soil mix-kolom (zoals afgebeeld in Figuur 5.a).
Dit 2D-monster bevat 11 insluitsels, die in totaal 11% van de oppervlakte van het monster
innemen. Op basis hiervan worden vervolgens 69 verschillende modellen gegenereerd,
waarbij het oppervlaktepercentage aan insluitsels gelijk is aan 1, 5, 10 en 20% insluitsels. Het
model dat getoond wordt in Figuur 5.b is het basismodel. Het bestaat uit 9 (van de 11)
insluitsels van het 2D-monster, samen goed voor 10% van de oppervlakte van het monster.
Voor de andere 68 modellen die opgesteld worden, wordt gevarieerd met de relatieve positie
van de insluitsels, maar ook met het aantal en de vorm. Verder worden er ook insluitsels
toegevoegd met een uitgesproken ronde en hoekige vorm (de reële insluitsels zijn hier een
tussenvorm van).
a. b.
Figuur 5. a. Doorsnede van een soil mix-kolom. Uit deze doorsnede wordt een rechthoekig
monster met afmetingen 120×240 mm geselecteerd; b. Soil mix-monster met het in Matlabgecreëerde
netwerk, waarbij blokken en contacten binnen de rode lijnen grondeigenschappen
krijgen (rest van het materiaal is goed gemengd).
6

3.b. Effect van frequentie en geometrie van insluitsels
Een belangrijke aanname die gemaakt wordt bij dit project over soil mix-materiaal is dat het
heterogeen materiaal bestaat uit 2 componenten, waarbij 1 component zwakke insluitsels
vormt. Soil mix bestaat uit goed gemengd, relatief sterk materiaal, maar in zekere mate ook
uit delen die slecht of zelfs niet gemengd zijn, of m.a.w. uit delen grond. Het
volumepercentage aan ongemengd materiaal kan hierbij variëren van 0-3.5% in zandgrond tot
meer dan 35% in kleigronden (Ganne et al., 2011).
De discrete simulaties tonen de grote invloed aan van het volumepercentage aan heterogeen
materiaal op de sterkte en stijfheid van het materiaal (zie Figuur 6). Zo blijkt dat de reductie
in sterkte en stijfheid van een monster niet overeenkomt met het gewogen gemiddelde ervan
gebaseerd op de totale oppervlakte van gemengd en ongemengd materiaal. De UDECsimulaties
wijzen uit dat voor slechts 1% ongemengd materiaal de sterkte en stijfheid
gereduceerd worden met gemiddeld respectievelijk 20 en 2%, terwijl voor 10% ongemengd
materiaal de sterkte gemiddeld afneemt met meer dan de helft en de stijfheid met 31%.
Bovendien is er voor de opeenvolgende bestudeerde percentages aan insluitsels (1 t.o.v. 5%,
5 t.o.v. 10%, enz.) ook een duidelijke overlapping waarneembaar van de UCS-waarden,
terwijl de variatie in Young’s moduli net niet overlapt voor deze percentages. Voor 10%
insluitsels valt het op dat hoekige insluitsels een lagere sterkte en stijfheid veroorzaken dan
ronde insluitsels (zie Figuur 7). Bovendien verlaagt de sterkte van een monster drastisch
wanneer minder insluitsels (maar met dezelfde vorm en hetzelfde totale percentage aan
ongemengd materiaal) aanwezig zijn.
Deze resultaten kunnen gelinkt worden aan de breukgroei in de monsters. Voor dezelfde
externe last zijn spanningspieken hoger in monsters met hoekige insluitsels dan in monsters
met ronde insluitsels. Algemeen gezien veroorzaken deze hogere spanningspieken vroegere
breukvorming en bijgevolg een lagere sterkte en stijfheid. Ten slotte speelt ook de ruimtelijke
verdeling van de heterogeniteiten een belangrijke rol op het gedrag van het heterogeen
materiaal. Zo ligt de sterkte en stijfheid van een monster waarbij het insluitsel centraal in het
materiaal gelegen is, opvallend lager dan wanneer het insluitsel zich aan de boven- of
onderkant van het monster bevindt.
UCS [MPa]
12
10
8
6
4
2
0
0 5 10 15 20
E [GPa]
Ongemengd materiaal (%)
Ongemengd materiaal (%)
Figuur 6. Variatie van UCS (links) en Young’s modulus (rechts) in functie van het
(volume)percentage aan ongemengd materiaal.
12
10
8
6
4
2
0
0 5 10 15 20
7

Vorm van de insluitsels
Vorm van de insluitsels
Rond
Hoekig
Rond
Hoekig
Reëel
Reëel
Rond
Hoekig
Rond
Hoekig
Reëel
Reëel
Gemiddelde UCS [MPa]
4 4.5 5 5.5 6 6.5 7
Gemiddelde E [GPa]
6 6.5 7 7.5 8
Figuur 7. Variatie van de gemiddelde UCS-waarde (boven) en Young’s modulus, E (onder)
voor 30 numerieke modellen met 10 vol% ongemengd materiaal in functie van de vorm en het
aantal insluitsels (respectievelijk links en rechts aangegeven).
3.c. Vergelijking tussen resultaten van simulaties en labo-waarnemingen
Figuur 8 toont de evolutie van het breukpatroon voor het basismodel. De UCS-waarde
bedraagt 4.4 MPa, tegenover een UCS-waarde van 11.5 MPa voor puur soil mix-materiaal
(dit is een afname van de sterkte met meer dan 60% door de aanwezigheid van 10 vol%
ongemengd materiaal). Bij relatief kleine belasting bezwijkt een deel van het materiaal in de
insluitsels, wat logisch is aangezien lage sterkte-eigenschappen zijn gegeven aan dat
materiaal. Echter de bezwijking is duidelijk beperkt tot bepaalde delen van de insluitsels. Bij
bijvoorbeeld 2.6 MPa uniaxiale belasting, zijn reeds enkele verticale trekbreuken geïnduceerd
in het matrixmateriaal aan de boven- en onderkant van gegroepeerde insluitsels (Figuur 8.a).
Dit zijn typische splijtingsbreuken die ook geobserveerd worden tijdens drukproeven. Bij
hogere belasting en zeker nadat de UCS-waarde is bereikt (Figuren 8.c en 8.d), ontstaan ook
afschuifbreuken. Dit leidt uiteindelijk tot een afschuifzone die zich uitstrekt van de
linkerbovenhoek van het monster naar rechtsonder.
In Figuur 9 zijn enkele voorbeelden gegeven van details van geteste monsters, gekernd uit
twee reële soil mix-wanden. In Figuur 9.a zijn drie voorbeelden weergegeven van materiaal
met relatief veel insluitsels. De insluitsels zijn duidelijk zichtbaar en ook de geïnduceerde
breuken er rond; analoge breukpatronen zijn zichtbaar als in de simulaties. In Figuur 9.b is
eerder homogeen soil mix-materiaal onderzocht. Het resulterend breukpatroon is sterk
gelijkend op de gesimuleerde proeven, voorgesteld in Figuur 4.
Een deel van het toekomstige onderzoek richt zich op het testen van grote soil mix-blokken,
gezaagd uit een in situ gemengd soil mix-paneel (zie Figuur 10). In Figuur 10.a is het
breukpatroon weergegeven van een blok van 0.5 × 0.6 × 0.9 m met relatief heterogene
samenstelling. Verticale en hellende macroscopische breuken zijn duidelijk zichtbaar. In
1
1
3
3
9
10
1
1
3
3
9
10
Aantal insluitsels
Aantal insluitsels
8

Figuur 10.b is een vrij homogene blok weergegeven (0.6 × 0.5 × 1.2 m). Doorheen deze blok
zijn ook meerdere kernen geboord, tussen beide oorspronkelijke wanden (Figuur 10.c). De 2
macroscopische breuken zijn duidelijk zichtbaar (zie witte artificiële lijnen), maar in de buurt
van deze breuken zijn ook dunne breuken geïnduceerd, die nu zichtbaar zijn door hun lichtere
kleur (gele adertjes). Deze breuken komen voor over een breedte van 10 à 20 cm rond de
macroscopische breuken.
a. 2.6 MPa b. 4.4 MPa (UCS) c. 3.8 MPa d. 4 MPa
Figuur 8. Evolutie van het breukpatroon voor het basismodel gedurende de gesimuleerde
UCS-test. Figuur b komt overeen met het breukpatroon op het moment dat de maximale
sterkte (UCS= 4.4 MPa) wordt bereikt. Figuur a is gesitueerd voor de belastingspiek, terwijl
Figuur c en d gesitueerd zijn na de belastingspiek.
a.
b.
Figuur 9. Details van geïnduceerde breukpatronen in uniaxiaal belaste monsters, gekernd uit
twee reële soil mix-wanden (breedte van foto’s komt ongeveer overeen met 2 cm). a. Relatief
heterogeen soil mix-materiaal; b. Relatief homogeen soil mix-materiaal.
9

86°
71°
90°
63°
a. b.
c.
Figuur 10. a. Uniaxiaal belaste blok van relatief heterogeen soil mix mix-materiaal materiaal (dimensies
0.5 × 0.6 × 0.9 m); b. Uniaxiaal belaste blok van relatief homogeen soil mix mix-materiaal
(dimensies 0.6 × 0.5 × 1.2 m); c. Kern geboord uit blok van Figuur 10.b (ongeveer op 1/3
van de onderkant).
4. Algemeen besluit en toekomstperspectieven
De aangehaalde voorbeelden illustreren zeer duidelijk dat de discontinue benadering, zoals
vaak gehanteerd binnen het domein van de rotsme rotsmechanica, chanica, een toegevoegde waarde geven
aan dit soort onderzoek. Het breukpatroon dat verkregen wordt door de UDEC UDEC-simulaties is
gelijkaardig aan dat wat in realiteit wordt waargenomen. Dit is een eerste aanwijzing dat de
simulaties vrij betrouwbaar zijn en een beter inzicht geven in het falen van materiaal met
zwakke insluitsels.
Uit de simulaties blijkt dat de vermindering in sterkte en stijfheid van een monster niet
overeenkomt met het gewogen gemiddelde ervan gebaseerd op de totale oppervlakte van
gemengd en ongemengd materiaal. Voor slechts 1% ongemengd materiaal worden de sterkte
en stijfheid gereduceerd met gemiddeld respectievelijk espectievelijk 20 en 2%, terwijl voor 10%
ongemengd materiaal de sterkte afneemt met gemiddeld meer dan de helft en de stijfheid met
31%. Bovendien is er voor 1, 5, 10 en 20% insluitsels ook een duidelijke overlap overlapping
waarneembaar van de UCS-waarden. waarden. De va variatie riatie in Young’s moduli overlapt net niet voor
deze percentages. Voor 10% insluitsels valt het op dat hoekige insluitsels een lagere sterkte
en stijfheid veroorzaken dan ronde insluitsels. Bovendien verlaagt de sterkte van een monster
drastisch wanneer minder nder insluitsels (maar met dezelfde vorm en hetzelfde totale percentage
aan ongemengd materiaal) aanwezig zijn.
Deze besluiten zijn vrij gelijklopend met de besluiten gebaseerd op een
continuümbenadering, waarbij slechts elastische en/of elasto-plastische vervorming van het
10

continuüm wordt toegelaten (Ganne et al., 2011). De continuümsimulaties werden uitgevoerd
met de FLAC-code. Echter het grote verschil tussen beide benaderingen is dat de discontinue
benadering overeenkomt met het induceren van individuele breuken, zoals ook in de realiteit.
Deze breuken zijn duidelijk discreet en worden ofwel door te grote trekspanningen, ofwel te
grote schuifspanningen veroorzaakt. Zoals in de realiteit kan een volledige falingszone in het
discontinu model opgebouwd zijn uit individuele kleinere breuken. Binnenin zo 1 zone,
kunnen zowel trek-, als afschuifbreuken aanwezig zijn. Bij een continue benadering wordt dit
onderscheid niet gemaakt en observeert men eerder macroscopisch een band van meerdere
elementen die bezwijkt in afschuiving bijvoorbeeld. Of m.a.w. een continu model staat verder
af van de realiteit. Wanneer 1 samenstelling van het materiaal, 1 grootte van monster en 1
belastingswijze wordt bestudeerd, is dit verschil tussen een continu en discontinu model
waarschijnlijk aanvaardbaar; vooral omwille van het feit dat alles is gekalibreerd voor een
bepaalde samenstelling van het materiaal, een bepaalde geometrie en een bepaalde
belastingswijze. Echter het hoofddoel van deze simulaties is om via simulaties andere
samenstellingen, andere groottes en andere belastingswijzen te bestuderen. Uiteindelijk zou
dit moeten resulteren in de simulaties van een totale wand. Het is duidelijk dat wanneer
andere situaties worden bestudeerd dan in het labo, het heel belangrijk is dat wat gesimuleerd
wordt fysisch zo kort mogelijk bij de realiteit ligt.
Om dat ganse proces te ondersteunen zullen in het kader van het lopende IWT-project
uitgevoerd door WTCB, ABEF en K.U.Leuven, nog bijkomende proeven worden uitgevoerd.
Zowel klassieke kernen, afkomstig van wanden in verschillende grondsoorten, zullen worden
getest, als monsters die zo goed mogelijk in het laboratorium worden gemengd en blokken
met hoogtes van 1 tot 1.5 m. Eventueel worden ook buigproeven ingepland. Simulaties van
deze verschillende proeven zouden enerzijds voldoende inzicht moeten geven in de
falingsmechanismes, maar anderzijds ook voldoende vertrouwen om de stap te zetten naar de
simulatie van in situ gedrag van soil mix-wanden.
Dankwoord
De meeste resultaten in dit artikel zijn afkomstig van het onderzoek dat G. Van Lysebetten
heeft uitgevoerd in het kader van zijn masterproef, voor het behalen van het MSc-diploma
burgerlijk ingenieur, Geotechniek en Mijnbouwkunde aan de K.U.Leuven (2010-2011). Dit
onderzoek is gekoppeld aan het IWT-project 080736, “Soil Mix in constructieve toepassingen
– Karakterisatie van het materiaal en ontwikkeling van nieuwe mechanische wetmatigheden”.
Alle leden van de werkgroep worden bedankt voor het ter beschikking stellen van de nodige
gegevens i.v.m. de uitvoering van soil mix-wanden en labo-resultaten. In het bijzonder
worden N. Denies, F. De Cock, N. Huybrechts, B. Lameire en J. Maertens bedankt voor de
waardevolle discussies tijdens het uitvoeren van dit onderzoek.
Referenties
Debecker B., 2009. Influence of planar heterogeneities on the fracture behaviour of rock,
PhD-thesis K.U.Leuven.
Debecker B. and Vervoort A., 2009. Experimental observation of fracture patterns in layered
11

slate. Int. J. Fract., 159(1), 51-62.
Ganne P., Huybrechts N., De Cock F., Lameire B. and Maertens J., 2010. Soil Mix wanden
als kerende constructies – kritische analyse van de ontwerpparameters van het
materiaal. Geotechniek.
Ganne P., Denies N., Huybrechts N., Vervoort A., Tavallali A., Maertens J., Lameire B. and
De Cock F., 2011. Soil Mix: influence of soil inclusions on the structural behaviour,
15th ECSMGE, Athens (Greece), 12-15 september 2011.
Lavrov A.V., Vervoort A., Filimonov Y., Wevers M. and Mertens J., 2002. Acoustic
emission in host rock material for radioactive waste disposal: comparison between clay
and rock salt. Bulletin of Engineering Geology and the Environment, Vol. 61 (4),
November 2002, pp 379-387.
Tavallali A. and Vervoort A., 2010. Failure of layered sandstone under Brazilian test
conditions: effect of microscale parameters on macro-scale behaviour. Rock Mechanics
and Rock Engineering, 43, 641-653.
Van de Steen B., Vervoort A. and Sahin K., 2002. Influence of internal structure of crinoidal
limestone on fracture paths. International Journal of Engineering Geology 67, 2002,
pp 109-125.
Van Lysebetten G., 2011. Soil Mix in constructieve toepassingen: kwaliteitscontrole. MSc
thesis (Burgerlijk Ingenieur, Geotechniek en Mijnbouwkunde). K.U.Leuven.
Vervoort A., Wevers M., Swennen R., Roels S., Van Geet M. and Sellers E., 2004. Recent
advances of X-ray CT and its applications for rock material. In: X-ray CT for
Geomaterials, Swets & Zeitlinger, Lisse (The Netherlands), ISBN 90 5809 666 1, pp
79-91.
12

Nieuwe ontwikkelingen in geïnjecteerde grondverdringende schroefpalen
M. Bottiau, Franki Foundations Belgium

Schroefpalen met zijdelingse
wegpersing en groutinjectie
Ir Maurice Bottiau

Schroefpalen met groutinjectie
Korte beschrijving van de problematiek
Toepassingsgebied
Systemen/case studies
Ervaringen/ geleerde lessen
Conclusies en aanbevelingen

Schroefpalen met zijdelingse wegpersing
Driven piles Bored piles
Screw piles
Displacement Micropiles Excavation

• Grondverdringende boorkop
• Drie generaties van systemen
• Vereisen hoge koppels en grote pull-down vermogens
ATLAS
OMEGA

Base
Atlas

BT 60
Atlas palen

Betonneren:
•Gesloten circuit
•C25/30 ; C30/37
•S4
•Granulometrie
•Warmte ontwikkeling
Wapeningen:
•Voor of na betonneren
Omega palen

Omega pile

Schroefkokerpalen

Beperkingen van de
grondverdringende
schroefpalen
• Doorboren van hardere lagen
• Verankeren in harde lagen
• Slijtage
• Capaciteit van de machines

Recentere ontwikkelingen
Injectie van cementgrout onder de punt
tijdens installatie van de paal
Injectie vindt plaats via centrale injectiebuis
Grout zorgt voor tijdelijke wateroverspanning
onder de punt waardoor korrelspanning zakt
Grout zorgt voor smering langs de
paalschacht

Toepassingsgebied
Geschroefde stalen buispalen
Grondverdringende buisschroefpalen
Franki Omegapalen
Atlaspalen (in ontwikkeling)

Schroefinjectie kokerpalen

Belastingsproeven-RER Anderlecht

Schroefinjectiepalen
RER Anderlecht

Proefopstelling

K08
Proefresultaten
• Breukweerstand bepaald door Tuc Rail is 1100 kN
• 10 stappen voorzien van110 kN.
• Breukweerstand niet bereikt : twee extra stappen tot 1320
kN.
K11
• Breukweerstand aangepast tot 3000 kN
• 10 stappen voorzien van110 kN.
• Breukweerstand niet bereikt : twee extra stappen tot 1320
kN.

Proefresultaten

Proefresultaten

Proefresultaten

• Bijzondere goed resultaten
• Breukweerstand niet bereikt
• Verplaatsingen:
– K08 :15.03 mm
– K11: 30.74 mm
Proefresultaten

FRANKI OMEGA PALEN

Case study
Werk Meerrijk Eindhoven
Franki Omegapalen
Bodem bestaat uit zand
Diameter 610mm
Paalpuntniveau 8,00-NAP
Paallengte 26,0m

Inschatting boortijd zonder
injectie: 50’ (2’/m1)
Grote vraagtekens bij
haalbaarheid
Inschatting boortijd met
injectie: 30’
Meerrijk Eindhoven

Zonder groutinjectie
• Boren: 50’
• Trekken: 12’
• Omstellen: 5’
• Totaal: 67’/0,85= 79’
• Rendement: 5/dag= 130m
Meerrijk Eindhoven
Met groutinjectie
• Boren: 30’
• Trekken: 12’
• Omstellen: 5’
• Totaal: 47’/0,85= 55’
• Rendement: 8/dag= 208m

Meerrijk Eindhoven
Het verwachte rendement werd gehaald!
Bijkomende voordelen:
Aanzienlijk minder slijtage van de boren
Veel lagere belasting van het materieel

Controle sonderingen
• TOREN ERASMUSPARK TE DEN HAAG-september
2008
• Omega palen aangezet in het pleistocene
zandpakket
• 14 controlesonderingen uitgevoerd door Fugro

Voorbeeld: palen 169 en 170-
Sonderingen 166
• Voorafgaand aan de installatie van de palen sondering DKM200
uitgevoerd.
• De beide sonderingen voorafgaand aan de paalinstallatie
vertonen een goede overeenkomst.
• Sondering DKM203 is uitgevoerd na installatie van de palen.
• Het eerste zandpakket (maaiveld tot ca. NAP - 14 m) is
aanzienlijk verdicht is, lokaal factor 2.
• In het pleistocene zandpakket wordt een toename in
conusweerstand gemeten van ca. 10 MPa.
• De teruggang welke bij DKM166 en DKM200 wordt aangetroffen
op ca. NAP - 23 m laat een toename in conusweerstand zien van
ca. 14 MPa naar ca. 16 MPa.

Controle sonderingen na uitvoering

Sonderingen voor (DKM 200) en na (DKM 203)

paalpuntnivo
Toepassing in België: Rixensart

Toepassing in België: Rixensart
• Omega palen diameter 56 en 66 cm, 22 m lang
• Proef zonder injectie geblokkeerd op 15 m
• Proef met injectie in 40 ‘ op diepte

Conclusies/aanbevelingen
Groutinjectie is een middel om rendement te verhogen
en uitvoering in hardere lagen mogelijk te maken
Toepassingsgebied van grondverdringende
schroefpalen wordt met groutinjectie uitgebreid
Positief invloed op draagvermogen
Groutinjectie brengt uitvoerinsgimpacten waarmee
rekening moet worden gehouden
Toepassing van groutinjectie is zeker niet uitontwikkeld

Detectie van defecten in diepwandvoegen
R. Spruit, GW Rotterdam

kandidaat Prijs Hubert Raedschelders
Detectie van defecten in diepwandvoegen
1 Samenvatting
Recente incidenten met lekkende diepwanden tijdens de bouw van metrolijnen in Amsterdam en
Rotterdam (Nederland) hebben geleid tot heroverweging van de diepwand als grond kerende
constructie voor diepe ontgravingen. Naar onze mening zijn de voegen tussen de panelen de zwakke
plek. Tijdens het beton storten moet de bentoniet suspensie worden verdrongen door beton. Als dit
niet goed lukt, zullen bentoniet insluitingen ontstaan (vooral) in de voegen. Deze insluitingen zijn
bijna niet te detecteren met een pompproef of reeds beschikbare lekdetectiemethoden, omdat de
hydraulische weerstand van de insluiting zeer hoog is. Na het ontgraven kan echter de bentoniet
insluiting instabiel worden, waardoor lekkage kan optreden met mogelijk zakking in de omgeving tot
gevolg.
Daarom twee onderzoeksprojecten gestart aan de TU Delft, één gericht op het optimaliseren van het
productieproces van diepwanden en één (zoals beschreven in dit artikel) op het ontwikkelen van
meettechnieken voor het vroegtijdig (voor ontgraving) detecteren van defecten in de
diepwandvoegen.
In twee projecten met diepe ontgravingen in Nederland, zijn veldproeven met vijf verschillende
meettechnieken uitgevoerd. In een schaaltest met een bekende anomalie is de respons van de
meetprincipes getest. De geteste principes zijn: gedistribueerd temperatuurprofiel, natuurlijke
gammastraling, Cross‐hole Sonic Logging (CSL), Single‐hole Sonic Logging (SSL) en elektrische
weerstand. In dit artikel worden de resultaten tot nu toe gepresenteerd en besproken. Voorlopige
conclusies zullen worden getrokken. Een gedetailleerde setup van de meest veelbelovende methode,
Cross‐hole Sonic loggen, in een diepwand zal worden getoond met aanbevelingen voor de
interpretatie van de veldmetingen. Een vooruitblik op de komende onderzoeks‐stappen en de
verwachte resultaten zal worden gegeven.
2 Inleiding
Traditioneel werden diepwanden beschouwd als een veilige en bewezen technologie voor de
kerende constructie van een diepe ontgraving. Door recente grote lekkages die zich in de metro
bouwprojecten in Amsterdam en Rotterdam voordeden, is het risicoprofiel van de diepwand
veranderd.
In projecten bestaat een duidelijke behoefte om de onzekerheid van de kwaliteit van de in de grond
gevormde elementen te verminderen. Daarom is een onderzoeksproject gestart om te bepalen of
gebieden met een hoog risico op lekkage kunnen worden opgespoord voordat ontgraving binnen de
bouwkuip plaatsvindt. Net als in boorgat geofysica, is verondersteld dat de combinatie van
verschillende meettechnieken zal leiden tot een betrouwbare conclusie. Daarom zijn vijf
verschillende meettechnieken onderzocht. Deze zijn: gedistribueerd temperatuurprofiel, natuurlijke

gammastraling, Cross‐hole Sonic Logging (CSL), Single‐hole Sonic Logging (SSL) en elektrische
weerstand. De metingen werden uitgevoerd op locatie en op schaalmodellen.
3 Test locaties
Onder het 'Kruisplein' in het centrum van Rotterdam wordt een ondergrondse parkeergarage van 6
verdiepingen gebouwd. Diepwanden tot 42 m minus maaiveld (op deze diepte komt een kleiige laag
met een hoge hydraulische weerstand voor) zorgen voor een robuuste en waterdichte grondkerende
constructie.
Verschillende maatregelen om de kwaliteit van de diepwanden te verbeteren werden opgenomen in
het contract (elke vracht beton is bijvoorbeeld getest op consistentie eigenschappen). Ter
vermindering van de onzekerheid van de uiteindelijke bouwkwaliteit, is de hydraulische weerstand
van de wand ook getest door het verlagen van het grondwaterpeil in de bouwput.
Toch zullen de potentiële zwakke plekken in de diepwand niet worden gevonden in een pompproef
als er sprake is van bentoniet insluitingen in de voegen tussen de diepwand panelen. Een bentoniet
insluiting heeft namelijk een hoge hydraulische weerstand waardoor de instroom van water door de
diepwanden wordt voorkomen. Tijdens de ontgraving kunnen echter de bentoniet insluitingen
instabiel worden als gevolg van de verandering in de horizontale grond‐ en waterdrukken. Door de
geleidelijke degradatie van de bentoniet insluiting, kan een plotselinge grote lekkage ontstaan, wat
resulteert in grote hoeveelheden water en (eventueel) zand die de bouwkuip in stromen. Als
transport van zand optreedt, zal zakking buiten de bouwput optreden, waardoor schade aan
belendingen en aangrenzende infrastructuur kan ontstaan.
Het werd dan ook zinvol geacht om de mogelijkheden te onderzoeken om bentoniet insluitingen te
detecteren voorafgaand aan de ontgraving. Metingen op locatie in vier diepwandvoegen en in twee
grote laboratoriumblokken werden uitgevoerd in het najaar van 2009 en het voorjaar van 2010.
Na de eerste positieve resultaten van de tests in Rotterdam, heeft de aannemer van het 'Spoorzone'
spoortunnel‐project in Delft besloten om een van de technieken (Cross‐hole Sonic Logging) op grote
schaal toe te passen. In dit 'Spoorzone' project wordt het bestaande spoorwegviaduct vervangen
door een 3 km lange 4 sporige tunnel. De tunnel wordt met de wanden‐dak methode gebouwd. Alle
voegen van de diepwand grenzend aan de gebouwen aan de oostelijke kant van de tunnel worden
met de CSL methode getest (2010‐2011) en een speciaal gedeelte met 10 voegen (voorjaar 2011) is
opgezet om de metingen verder te optimaliseren. De diepwanden in dit project steken tot een diepte
van 25 m minus maaiveld.

Figuur 1: Bovenaanzicht van de test configuratie zoals die in Rotterdam is toegepast
4 Beschrijving van de tests en de resultaten
4.1 Temperatuur
Tijdens het vervaardigen van een diepwand wordt het volume in de uitgegraven sleuf meerdere
keren vervangen. Na het bereiken van de einddiepte wordt de graafbentoniet vervangen door verse
(lichtere) bentoniet, die in de volgende fase moet worden vervangen door beton. Elk materiaal heeft
een bepaalde temperatuur op het moment dat het in de sleuf wordt gestort. Door gebruik te maken
van verticaal geplaatste temperatuur sensoren (die het temperatuurprofiel langs de sensor
weergeven) is het mogelijk om bij te houden waar de verschillende materialen in de diepwandsleuf
blijven. De temperatuur is gemeten met optische vezels (Del Grosso et al. 2001). Voor de uitlezing is
gebruik gemaakt van een Sensornet Oryx DTS (Sensornet 2009). De temperatuur nauwkeurigheid ligt
rond 0,01 ° C terwijl volgens de specificaties van de fabrikant de nauwkeurigheid van de positie van
de metingen 1 m is. In de projecten in Rotterdam en Delft werd duidelijk dat de meest interessante
locatie om het temperatuurprofiel te meten in de voeg met het eerder geproduceerd
diepwandpaneel is. De optische vezel kan worden neergelaten in de ontgraven sleuf door het
aanbrengen van een gewicht aan het gesloten einde van de sensor. De vervanging van de
graafbentoniet door verse bentoniet kon in detail worden gecontroleerd (figuur 2). De
graafbentoniet bevat relatief veel zand en is daardoor moeilijker te vervangen door beton. Als tijdens
het ontzanden graafbentoniet in de sleuf achterblijft, dan neemt de kans op bentoniet insluitingen

toe. Ook tijdens het betonstorten waren we goed in staat om het stortfront in de sleuf te volgen.
Figuur 3 toont (aangegeven met een pijl) hoe een korte stortonderbreking wordt gedetecteerd in de
meting.
We denken daarom dat de gedistribueerde temperatuurmeting een belangrijk instrument kan
worden om het productieproces van diepwanden te controleren en vast te leggen. Tijdens het
ontzanden is het zelfs nog mogelijk om in te grijpen naar aanleiding van de metingen: Als onvolledig
verversen van de bentoniet in de voeg wordt waargenomen, is het nog mogelijk om bijvoorbeeld de
voeg te borstelen.
Figuur 2: Verse bentoniet (12,5 ° C) ter vervanging van graafbentoniet (16,3 ° C), 117 m tot 140 m
langs de sensor is in de diepwandsleuf
De test blokken werden ook uitgerust met optische temperatuursensoren. Een volledige analyse van
deze resultaten is verder uitgewerkt in Doornenbal et al. (2011). Het blijkt mogelijk te zijn om tijdens
de hydratatiefase de hoeveelheid bentoniet ten opzichte van beton te herleiden per meter glasvezel.

Figuur 3: Temperatuur profiel tijdens het betonstorten
4.2 Natuurlijke gammastraling
Normaal gesproken hebben kleimineralen een hogere natuurlijke radioactiviteit dan de ingrediënten
van beton. Het zou daarom theoretisch mogelijk moeten zijn om gebieden met grote hoeveelheden
achtergebleven bentoniet in de sleuf na het storten van beton aan te tonen door de natuurlijke
radioactiviteit te meten. Met behulp van een gamma‐ray detector, is de straling langs de voeg
gemeten, vanuit de PVC‐buizen aangegeven in figuur 1.
Helaas blijkt de natuurlijke radioactiviteit van het beton hoger te zijn dan de radioactiviteit van het
bentoniet. Zelfs met een gamma‐spectrometer kon geen onderscheid tussen bentoniet en beton
worden gemaakt.
Tabel 1: Radioactiviteit van beton en bentoniet zoals bepaald op monsters van de site
Monster 40 K (Bq / kg) 232 Th (Bq / kg) 238 U (Bq / kg)
Beton 215 20 30
Bentoniet
(droog)
160 12 15
Bentoniet (nat) 107 9 7

Omdat het bijna onmogelijk is om een kleine hoeveelheid laag radioactief materiaal (bentoniet) in de
voeg te detecteren wanneer de meerderheid van het materiaal een relatief hoge radioactiviteit
(beton) heeft, is deze detectiemethode niet verder onderzocht.
4.3 Cross-hole Sonic Logging (CSL)
De snelheid van geluid in een vast medium is afhankelijk van de dichtheid en de stijfheid. Omdat
beton en bentoniet een andere dichtheid en stijfheid hebben, moet het mogelijk zijn om onderscheid
te maken tussen beton en bentoniet met behulp van een akoestisch signaal. Door meetbuizen aan te
brengen op de hoeken van de wapeningskorven aan beide zijden van de voeg (figuur 1), kan een
akoestisch signaal over de voeg worden gestuurd.
Deze methode is al commercieel beschikbaar voor het testen van de integriteit van grote diameter
boorpalen (Amir et al. 2008). In de tests gebruikten we de CHUM apparatuur van PileTest (PileTest
2009).
Van te voren was niet bekend welke invloed de voeg zou hebben op de signaaloverdracht, omdat er
nog weinig ervaring was in vergelijkbare situaties.
In de literatuur (Likins et al. 2.004, Amir et al. 2008) worden verschillende meningen over het te
gebruiken materiaal voor de buis gevonden. Voor robuustheid en een betere hechting met het beton
zou voor stalen buizen moeten worden gekozen. Een ander onderzoek (Likins et al. 2004) geeft aan
dat onthechting tussen PVC meetbuis en beton niet op zal treden als de PVC‐buizen zijn gevuld met
water voorafgaand aan het betonneren. In het veld proeven (met PVC‐buizen die met water werden
gevuld) zijn geen tekenen van onthechting waargenomen.
De wapeningskorven in Rotterdam waren niet voorbereid op de meetbuizen, waardoor ze later
moesten worden ingebouwd. PVC buizen zijn veel gemakkelijker te hanteren en goedkoper dan
stalen exemplaren. Daarom zijn 14 van de 16 buizen in Rotterdam in PVC uitgevoerd en waren 2
buizen van staal, waardoor het mogelijk werd om de verschillende buismaterialen te vergelijken. Uit
de veldproeven is gebleken dat het signaal dat in de PVC‐buizen werd gemeten minder ruis bevatte
dan het meetsignaal dat in de stalen buizen werd gemeten.
De metingen op locatie konden heel snel worden uitgevoerd zeker gelet op de diepte van 42 m
(Rotterdam). Binnen 30 minuten konden alle 6 cross‐hole combinaties worden gemeten. Dit is de tijd
die nodig is voor de eenvoudige 'horizontale' meting, waarin zowel de bron als de ontvanger op
hetzelfde niveau starten en gelijktijdig worden opgetrokken. Theoretisch is het ook mogelijk te
variëren met de bron / ontvanger posities op een zodanige wijze dat 2D tomografie wordt verkregen.
In het gemeten signaal was over het algemeen geen aanleiding om deze extra meetdichtheid uit te
voeren.
In twee voegen werden afwijkingen gevonden. Beide afwijkingen zijn alleen zichtbaar in één van de
zes CSL profielen van die specifieke voeg. Er werd daarom verwacht dat de afwijkingen maar aan één
kant van de diepwand zichtbaar zouden zijn. Op de diepte waar de anomalieën werden verwacht
worden buiten de bouwkuip kleilagen aangetroffen. Daarom zijn geen verdere maatregelen
genomen om lekkage te voorkomen omdat de klei zelf fungeert als barrière. Na het ontgraven bleek

één anomalie een grindnest te zijn. Verder onderzoek op het materiaal in de anomalie is gepland
voor een later stadium van het bouwproces. De andere anomalie bestaat uit bentoniet.
0m
2.5
5.0
7.5
10.0
12.5
15.0
17.5
20.0
22.5
25.0
27.5
30.0
32.5
35.0
37.5
40.0
41.9
0.0
0
0.1
0.2 0.3
Arrival time [ms]
12 24
Attenuation [db]
36
0.4
48
Figuur 4: Cross‐hole seismische profiel met anomalie 8 tot 9,5 m
0.5
60
0.6
72
0.7
84
In figuur 4 is de anomalie op 8‐9 meter minus maaiveld duidelijk te zien. De bovenste 4 m vertoont
een zeer lage geluidssnelheid door 1) lage kwaliteit beton als gevolg van vervuiling met bentoniet
(onderste meter) en 2) bentoniet (bovenste 3 m) omdat de bovenste drie meter niet werden
gebetonneerd om zo de latere bouw van de betonnen koppelbalk aan de bovenzijde van de
diepwand te vergemakkelijken.
Uit de laboratoriumtests (fig. 8) werd een eerste indicatie van de anomaliegrootte op basis van het
meetsignaal verkregen. De testblokken werden gestort in een normale bekisting met een stalen
voegprofiel als onderzijde van de bekisting. Na uitharding van de eerste helft, werd het blok
omgekeerd, waarna een anomalie werd geboetseerd in de trapeziumvormige voeg. Nadien werd de
bekisting weer opgebouwd en werd het bovenste blok gegoten. Instrumentatie is opgezet
vergelijkbaar met de in‐situ tests.
Een typische CSL grafiek uit de test blokken is weergegeven in figuur 5. De anomalie is aanwezig van
0,1 m tot 1 m en varieert in dikte van 0 tot 0,3 m.
0.8
96

0m
1.0
1.9
0.0
0
0.1
Arrival time [ms]
12
Attenuation [db]
0.2
24
0.3
36
Figuur 5: Typisch CSL profiel van het laboratorium blok, loodrecht door de voeg gemeten
Figuur 6: Laboratorium blok
0.4
48

De gemiddelde extra aankomsttijd (van twee testblokken) voor een voeg verontreinigd met 0,3 m
bentoniet is loodrecht door de voeg 0,23 ms en 0,35 ms diagonaal door de voeg. Omdat het
'loodrechte' signaal gedeeltelijk om de anomalie heen kan, zal de verwachte extra reistijd rond de 0,1
ms per 0,1 m bentoniet insluiting zijn.
De gemiddelde demping van het signaal is 20 dB voor een voeg met 0,3 m bentoniet. Er wordt
daarom rekening gehouden met 7 dB demping per 0,1 m bentoniet.
In het vervolgonderzoek werken we aan een frequentiedomein analyse van het signaal dat door de
voeg komt. Op basis van de resultaten van de testblokken (figuur 7) lijkt het erop dat de
hoogfrequente componenten van het signaal meer worden geabsorbeerd door de bentoniet
insluiting dan de laagfrequente componenten. De spectrale analyse van het gemeten signaal zou
kunnen helpen bij het bepalen van het soort materiaal in de anomalie. Materialen met een lage
stijfheid (bijv. bentoniet) hebben de neiging om de hoge frequenties meer te absorberen dan stijvere
materialen zoals zand of lage sterkte beton.
Figuur 7: Spectrale analyse van de CSL‐signaal
De anomalie die werd gevonden in het in‐situ profiel van figuur 4 toont 0,25 ms extra aankomsttijd in
combinatie met 24 dB demping. Indien de laboratorium monsters representatief zijn, zou rekening
moeten worden gehouden met een anomalie in de orde van 0,25 m (op basis van aankomsttijd) of
0,35 m (op basis van demping). Door de extra aankomsttijd te combineren met de demping, werd
een anomalie van mogelijk bentoniet van ongeveer 0,3 m in de voeg verwacht.

Na ontgraving werd duidelijk dat de anomalie van figuur 4 een grindnest was met grotere afmetingen
dan verwacht op basis van de laboratoriumproeven. Het materiaal nabij de voeg was echter lage
kwaliteit beton met een hogere geluidssnelheid dan bentoniet. Bij de anomalie met bentoniet was de
grootte in overeenstemming met de laboratoriumresultaten.
4.4 Single-Hole Sonic Logging (SSL)
In Delft is een proefvak van 10 voegen uitgevoerd waarin drie pvc‐buizen per kant van de voeg
werden gebruikt. Vanuit de middelste buis zijn Single‐hole Sonic Logging (SSL) testen uitgevoerd. SSL
metingen zijn alleen mogelijk in plastic buizen. Bij de SSL methode zijn zender en ontvangen boven
elkaar gepositioneerd in dezelfde meetbuis. De geluidsgolf kan dan door reflectie op een sterke
overgang in dichtheid weer terugkomen in de meetbuis. Doordat de geluidssnelheid in beton
aanzienlijk hoger licht dan de geluidssnelheid in water, kan een signaal met een langere weg door
beton toch eerder aankomen dan het directe signaal dat door het water in de meetbuis loopt. Het
wordt verwacht dat de SSL methode een aanvulling vormt op de CSL meting. Als er veel signaal
verloren gaat in de CSL metingen, moet de energie die niet door de voeg is gepasseerd gereflecteerd
zijn, zodat op die locatie een sterke reflectie in de SSL‐metingen wordt verwacht.
De SSL‐metingen zijn alleen uitgevoerd vanuit de extra buizen die in het hart van de panelen waren
geplaatst. Deze centrale buizen waren nodig omdat de buizen in de buurt van het grensvlak tussen
de wand en de grond vooral de reflectie aan de buitenzijde van de diepwand zullen laten zien en niet
de reflectie op de voeg in de diepwand. De interpretatie van de SSL gegevens bleek minder voor de
hand te liggen dan de interpretatie van de CSL data. De SSL veldgegevens van het Spoorzone‐project
leken de CSL gegevens tegen te spreken. In de komende laboratoriumproeven met anomalieën met
een bekende geometrie zullen de SSL‐metingen nader worden onderzocht.
4.5 Weerstand
Gebaseerd op het principe dat uitgehard beton een hoge elektrische weerstand (in vergelijking met
grond) heeft, wordt verwacht dat een onvolkomenheid in de voeg zichtbaar kan worden gemaakt
door de elektrische weerstand over de voeg te meten (Hwang et al. 2007). Voor deze meting is een
referentie‐elektrode (stalen staaf) buiten de bouwput in de grond gedrukt met een sondeerwagen.
Door een geleidbaarheidsconus met de sondeerwagen binnen de bouwkuip in de grond te drukken
kon de weerstand naar een steeds dieper gelegen elektrode worden gemeten.
De lokale elektrische weerstand van de grond werd gemeten met de sondeerconus (conus in figuur
8). De elektrische weerstand van de conus naar de referentie‐elektrode buiten de bouwput werd
gemeten (REF in figuur 8) en de weerstand tussen de conus en de wapeningskorven aan beide zijden
van de voeg (RBG_N, RBG_S in figuur 8) werd gemeten.

Figuur 8: weerstand profiel
Het weerstandsprofiel werd gemeten op dezelfde voeg als waar in het CSL profiel van figuur 4 een
afwijking werd geconstateerd bij 8 tot 9,5 m minus referentie‐niveau. In figuur 8 is op dezelfde diepte
een 30% afname van de weerstand (ten opzichte van het gemiddelde van 1 MOhm weerstand) over
de diepwand zichtbaar (REF in Fig. 9). De anomalie reikt daarom waarschijnlijk tot 1/3 van de
wanddikte. De diepte van het werkelijke 'defect' is nog niet vastgesteld, omdat het defect precies op
een niveau van de gording aanwezig is en het daardoor niet toegankelijk is voordat de stempels en
gordingen zijn verwijderd.
5 Aanbevelingen voor veldproeven
De CSL metingen zijn op dit punt in het onderzoeksproces de meest veelbelovende methode voor het
opsporen van defecten in diepwanden. De belangrijkste redenen daarvoor zijn de beschikbaarheid
van apparatuur, de korte meettijd per voeg en de daaruit voortvloeiende relatief lage kosten van de
meting. Hoewel in de interpretatie nog veel kan worden verbeterd en nog veel inspanning nodig is
voor het verwerven van betrouwbare referentiegegevens uit bekende gebreken, kan de techniek al
worden toegepast in een projectomgeving. Als het CSL profiel alleen rechte lijnen vertoont, wat duidt
op een zeer constant en homogeen materiaal tussen de meetbuizen, en het signaal vertoont een
geringe demping, dan kan worden geconcludeerd dat de voeg geen defecten heeft. Als plaatselijke
afwijkingen in het signaal zichtbaar worden dan zijn de extra tijd die nodig is voor het signaal om bij
de ontvanger aan te komen in combinatie met de demping van het signaal de eerste indicatoren om
de grootte van de anomalie in te schatten. Voor een meer gedetailleerde analyse kan een Fourier‐
transformatie van het signaal extra informatie geven over de consistentie van het materiaal in de

voeg omdat de hogere frequenties uit het spectrum worden gefilterd door zachter materiaal. In het
geval van een groot defect zouden de SSL‐metingen in theorie nuttig kunnen zijn om de vorm van het
defect beter vast te stellen. Voor optimale kwaliteit van de CSL meting kan het beste PVC als
materiaal voor de meetbuizen worden gebruikt. Hierdoor wordt minder ruis in de metingen
verkregen ten opzichte van staal. Als de mogelijkheid om de SSL‐techniek te gebruiken niet op
voorhand wordt uitgesloten is PVC het aangewezen materiaal omdat SSL‐metingen niet kunnen
worden uitgevoerd vanuit stalen buizen.
De voorkeurspositie van de PVC‐buizen voor de CSL metingen is aan de buitenkant van de buitenste
hoeken van de wapeningskorven. In het geval van (extra) SSL metingen moeten extra pvc‐buizen in
het midden van het paneel aan beide zijden van de voeg worden toegevoegd.
6 Conclusies
De metingen die zijn uitgevoerd op de locatie van het 'Kruisplein' in Rotterdam, de 'Spoorzone' in
Delft en in het laboratorium hebben ons begrip van de productie van diepwanden verbeterd.
De meting van de natuurlijke gammastraling heeft niet gefunctioneerd als voorzien als gevolg van de
hoge natuurlijke radioactiviteit van het beton. Als de ingrediënten van het beton zouden kunnen
worden gescreend op lage radioactiviteit, dan kan deze methode nuttig zijn.
De gedistribueerde temperatuurmetingen kunnen worden gebruikt om de efficiëntie van het
ontzanden van de bentoniet te controleren voorafgaand aan het beton storten. Tijdens het beton
storten, kan het proces waarin het bentoniet wordt vervangen door beton worden gecontroleerd.
Met de gedistribueerde temperatuurmeting is het al in het productie stadium mogelijk om gebieden
aan te geven die een grotere kans op defecten hebben. Tijdens het ontzanden is het zelfs mogelijk
om nog in te grijpen: als sub‐optimale ontzanding wordt gedetecteerd, kan bijvoorbeeld door te
borstelen het ontzanden in de voeg worden verbeterd.
De CSL metingen blijken gedetailleerde informatie over de kwaliteit van de voegen op te leveren.
Met de eerste referentie‐informatie van de laboratoriumblokken, is het mogelijk gebleken om een
schatting te maken van de omvang van de onregelmatigheden die werden aangetroffen in het
testgebied. Na ontgraving van de bouwput bleek dat er inderdaad afwijkingen waren op de locaties
waar het signaal afwijkingen vertoonde. Eén anomalie bestaat niet uit bentoniet, maar blijkt een
grindnest te zijn. De andere anomalie bestaat inderdaad bentoniet. De grootte van de bentoniet
insluiting kwam overeen met de verwachtingen op basis van de schaal tests.
De weerstandsmetingen kunnen nuttig te zijn voor het onderzoeken van de diepte in de muur van
een anomalie. Ook kunnen deze metingen worden ingezet als controlemeting indien in de CSL
metingen anomalieën zijn aangetroffen. De weerstandsmetingen kunnen ook worden uitgevoerd als
vooraf geen voorzieningen in de diepwanden zijn aangebracht.
Verder onderzoek op de CSL‐methode richt zich op de verandering in het signaal (frequentie domein)
tijdens de passage van de voeg. De verandering in de stijfheid van beton naar het materiaal in de
voeg kan zichtbaar worden als een wijziging van de frequentiekarakteristiek van het signaal. Dit kan

extra informatie verstrekken over de inhoud van het voegmateriaal. Hiervoor zullen extra referentie
metingen worden uitgevoerd.
Nader onderzoek van de weerstandsmeting zal zich richten op verbetering van de meetopstelling,
zodat de uitvoeringstijd korter wordt en de resolutie hoger wordt.
7 Met dank aan
De tests in Rotterdam zijn gefinancierd door de gemeente Rotterdam en de aannemer Besix / Franki.
Een deel van de metingen werden gesponsord door Deltares, Medusa Exploration, Gemeentewerken
Rotterdam‐VLG, Fugro en Brem Funderingsexpertise. De metingen in Delft zijn gefinancierd door
ProRail, Combinatie Cromme Lijn, GeoImpuls en TUDelft met bijdragen van Brem
Funderingsexpertise, Strukton en Deltares.
Referenties
Amir, J.M. & Amir, E.I. 2008. Capabilities and Limitations of Cross Hole Ultrasonic Testing of Piles;
http://www.piletest.com/papers/IFCEE2009.Capabilities_and_Limitations_of_Cross_Hole_Ultrasonic
_Testing_of_Piles.pdf
Del Grosso,A. & Inaudi, D. 2001. Monitoring of Bridges and Concrete Structures with Fibre Optic
Sensors in Europe; http://195.186.87.221/Bibliography/PDF/C92.pdf
Doornenbal, P. & Hopman, V. & Spruit, R. 2011. High resolution monitoring of temperature in
diaphragm wall concrete; FMGM2011 Berlin
Hwang, R.N. & Ishihara, K. & Lee, W.F. 2007. Forensic Studies for Failure in Construction of An
Underground Station of the Kaohsiung MRT System;
http://civil.iisc.ernet.in/~gls/Courses_files/FORENSIC%20GEOTECHNICAL%20ENGINEERING.pdf
Likins, G. & Webster, S. & Saavedra, M. 2004. Evaluation of defects and tomography for CSL;
http://www.pile.com/reference/stresswave2004/SW2004‐046‐
Eval_of_Defects_and_Tomography_for_CSL.pdf
PileTest 2009 http://www.piletest.com/show.asp?page=chum
Sensornet 2009 http://www.sensornet.co.uk/news/product‐literature/

Hyper Clay Innovative technology for geo‐environmental applications
G. Di Emidio, Universiteit Gent

Kandidaat Prijs Hubert Raedschelders
Categorie: Innovatief idee, techniek of product
HYPER clay: innovative technology for Geoenvironmental Applications
Dr. ir Gemmina Di Emidio
Laboratory of Geotechnics, Ghent University, Technologiepark 905, 9052 Zwijnaarde
gemmina.diemidio@ugent.be, Tel. +32 496 84 77 05
Introduction
Clayey barriers are widely used for the isolation of pollutants because of their low hydraulic
conductivity to water. However, prolonged exposure of the clays to these polluted liquids can
drastically decrease their sealing performance, with a consequent enormous damage for the
environment and for the human health. To overcome this problem, a more suitable engineered
clay, the HYPER clay, has been developed at Ghent University resulting in a patent pending
(PCT/EP2011/064542). This “HYPER clay” technology consists of a new method to treat a clay
with an anionic polymer which is irreversibly adsorbed in the clay fabric. Other engineered clays
have already been made available, but none seems suitable, especially in the long term. This latter
aspect is however crucial for practical applications and is the main product advancement aimed
with the HYPER clay.
Application
The “HYPER clay technology” is an innovative method to treat clayey soils to obtain a new
superior product resistant to chemical attack for implementation in geoenvironmental applications
such as impermeable barriers for the confinement of waste disposals and of polluted sites, for the
sealing and protective layers under roads and railways, for the containment of above ground tank
farms, for the sealing under dams, canals, ponds, rivers and lakes, for waterproofing of
foundations and other similar geotechnical applications.
Methods and Results
In this research natural clays were treated with an anionic polymer, Sodium-CarboxyMethyl
Cellulose, using a novel technique: the HYPER clay technology. The sealing ability of the
HYPER clays showed to be superior when compared to untreated clays. This HYPER clay, in
fact, shows an improved sealing performance to aggressive solutions in the long term, unlike
other treated clays available in the market. This improvement was demonstrated out of extensive
long-term test data (see detailed attached manuscript).

ABSTRACT Chemical attack can destroy the hydraulic sealing performance of Compacted Clay Liners (CCLs) and
Geosynthetic Clay Liners (GCLs), commonly used as hydraulic barriers for the confinement of landfills and polluted
sites, for the sealing and as protective layers under roads and railways, for the containment of above ground tanks, for
the sealing under dams, canals, ponds, rivers and lakes, for waterproofing of foundations and other similar
geotechnical applications. A chemically-resistant clay, HYPER clay (patent pending PCT/EP2011/064542), is studied
here to overcome the problem of the chemical attack on the hydraulic efficiency of the clay. In this research, natural
clays have been modified with different concentrations of an anionic polymer, Sodium-CarboxyMethyl Cellulose (Na-
CMC). The treatment with this polymer decreased considerably the hydraulic conductivity of the clays analyzed in
presence of aggressive solutions (such as sea water and CaCl 2 solutions) suggesting that this new treatment method is
able to improve the hydraulic sealing performance of a clay. It was demonstrated that the improved performance in
aggressive environments was maintained in the long-term, which is crucial for such geotechnical applications.
INTRODUCTION
High concentrations of electrolytes and organic
molecules can increase the hydraulic conductivity
of clays, used as hydraulic barrier materials. This
behaviour is due to a reduction in the thickness of
the diffuse double layer (DDL) of the clay. A
compression of the DDL thickness creates an
aggregated structure of the clay with limited
tortuosity and short flow paths, with a consequent
considerable increase of the hydraulic
conductivity of the clay, which is deleterious. The
DDL thickness can be compressed by permeant
solutions with high ion concentrations (such as
seawater), high valence of the ions (such as CaCl2
solutions) and low dielectric constants (Mitchell
1993).
POLYMER TREATED CLAYS
Other treated clays have been recently developed
to improve the chemical resistance of clays to
aggressive permeants. Unfortunately, none of
these treatment methods seem suitable on the long
term. This latter aspect is however crucial for
practical applications and is the main product
advancement aimed with the HYPER clay
technology introduced here.
“Kandidaat Prijs Hubert Raedschelders”
“Categorie: Innovatief idee, techniek of product”
HYPER clay: innovative technology for geoenvironmental applications
Dr. ir Gemmina Di Emidio
Laboratory of Geotechnics, Ghent University, Belgium (Gemmina.DiEmidio@UGent.be)
Organoclays
Extensive research has been conducted to
characterize the sorption of organic compounds
onto clay surfaces (Lo et al. 1997; Lorenzetti et al.
2005; Bartelt-Hunt et al. 2005). Organoclays are
clays, typically amended by exchanging
quaternary ammonium for the naturally occurring
sodium. Organoclays have sorption capacities for
organic compounds 4-5 times higher than
untreated clays. However, the hydraulic
conductivity of these clays may increase
significantly upon treatment.
Multiswellable Bentonite (MSB)
Multi-Swellable Bentonite (MSB), developed by
Kondo (1996), is a bentonite which has been
mixed with Propylene Carbonate (PC) to activate
the osmotic swelling capacity. The hydraulic
conductivity of MSB is one to two orders of
magnitude lower than that of the untreated clay
(Katsumi et al., 2008). On the other hand, after
prolonged permeation with water, the hydraulic
conductivity of the MSB increases one order of
magnitude, probably due to gradual release of the
amendment (Mazzieri and Pasqualini, 2006; Di
Emidio, 2010).

Clays Treated with Cationic Polymers
The adsorption of a cationic polymer chain in
clays displaces many water molecules and
contains thousands of cations which would need
to be displaced simultaneously (Theng, 1982). For
this reason cationic polymers may protect the clay
from cation exchange, that is the main reason for
the increase of permeability. However, cationic
polymers amendment provides no improvement to
the hydraulic conductivity of bentonites because
they lead to an aggregated, flocculated clay
structure.
Clays Treated with Anionic Polymers
Adsorption of anionic polymers onto clay surface
is promoted by the presence of polyvalent cations
which act as bridges between the anionic groups
on the polymer and the negatively charged sites on
the clay (Mortensen, 1960; Theng, 1982). Qiu &
Yu (2007) modified a bentonite with CMC. XRD
and FTIR analyses showed that the polymer
chains had intercalated into the clay sheets.
A product in this category is a Dense Prehydrated
GCL (DPH GCL), densified by calendering after
prehydration with a polymeric solution containing
Na-CMC, sodium polyacrylate and methanol
(Flynn & Carter, 1998). This DPH GCL showed
excellent performance in various aggressive
solutions (Schroeder et al. 2001; Kolstad et al.
2004; Katsumi et al., 2008; Di Emidio, 2010).
However, the method of preparation could lead to
the loss of the polymers in the long term. Mazzieri
and Pasqualini (2008) studied the permeability of
the DPH GCL subjected to dry/wet cycles and
using a 12.5 mM CaCl2 solution as hydrating
liquid. They observed that the polymer was
probably removed during the test.
This research evaluates a new treatment method
(the HYPER clay technology) to improve the
pollutant containment ability of clays in the longterm.
MATERIALS
For a detailed description of material preparation
please refer to Di Emidio (2010). A bentonite clay
was treated with an anionic polymer Sodium
CarboxyMethyl Cellulose (Na-CMC), with
different polymer dosage (2% - 8%) by dry weight.
The clay was poured in a polymeric solution
containing Na-CMC using a mechanical stirrer,
then dried and grinded. This method is meant to
adsorb irreversibly the anionic polymer into the
clay fabric.
Electrolyte solutions
The solutions used in this study are deionised
water, natural sea water and a CaCl2 5 mM
solution. The deionised water, used as reference
solution, was produced using a water purification
system PURELAB Option-R. The electrolyte
solutions were prepared by dissolving
CaCl2•2H2O (>99.7%) in deionised water. Natural
sea water was collected in the Adriatic Sea (Italy).
The chemical composition of the sea water is
shown in Table 1.
TABLE 1. Chemical composition of the sea water.
Ions Na + K + Ca 2 + Mg2 + Cl - SO4 2-
conc.[M] 0.5 0.012 0.011 0.049 0.547 0.027
salinity [-] 35.5
pH [-] 7.89
EC [mS/cm] 55
Eh [mV] 201
METHODS
Swell Index Test (ASTM D5890)
Swell Index Tests were performed following the
ASTM D5890. Two grams of dry bentonite were
poured in the aqueous solutions into a 100 ml
cylinder. After the last increment and 16 hours of
hydration period, the final temperature and the
volume of swollen bentonite were measured.
Hydraulic Conductivity Test (ASTM D5084)
Hydraulic conductivity tests were conducted in
flexible wall permeameters following the ASTM
D5084, in order to investigate the impact of
polymer addition on the hydraulic performance of
the clay to aggressive solutions. The permeant
solutions used for the tests were: deionized water,

sea water and a CaCl2 solution (5 mM). The
hydraulic conductivity tests were performed with
an average effective stress of 14 kPa on 7.1 cm
diameter samples, with initial porosity n=0.717.
RESULTS AND DISCUSSION
Material properties
X-Ray diffraction analyses demonstrated that the
HYPER clay technology increases the basal
spacing between clay particles with increasing
polymer dosage, as shown in Fig. 1. This result
reflects the presence of the polymer in the
interlayer region that maintains the interlayer open,
increasing the DDL thickness upon hydration.
Fig. 1 Increase of the basal spacing with increasing
polymer dosage.
Some physical and chemical properties of the
materials are summarized in Table 2. The specific
gravity of the material decreased with increasing
polymer dosage (Table 2). These results may
depend not only on the lower specific gravity of
the polymer alone (about 1.59), but may also be
due to a dispersed configuration of the treated clay,
corroborating the hypothesis that the presence of
the polymer maintains the interlayer between clay
platelets open, limiting aggregation, increasing the
tortuosity and the length of the flow paths, and
consequently reducing the hydraulic conductivity.
Moreover, the liquid limit of the HYPER clay was
higher than that of the untreated clay and that of
other treated clays, as shown in Fig. 2. This
demonstrates that the polymer addition may
potentially improve the water adsorption capacity
of the clay, indicating a possible improved barrier
performance. The liquid limit is in fact inversely
related to the hydraulic conductivity of a clay.
TABLE 2 Material properties
--------------------------------------------------------------------
Clay Clay Clay
+ 2% polymer +4% polymer
--------------------------------------------------------------------
Specific gravity 2.66 2.53 2.47
Liquid Limit (%) 654.63 650.45 659.18
CEC (meq/100g) 44.51 47.29 44.26
Swell index (ml/2g) 26 37 55
--------------------------------------------------------------------
Fig. 2 Liquid limit of the HYPER clay is higher
compared to other untreated and treated clays
Swelling ability of Polymer Treated Clays
Swell index tests showed that the swelling of the
materials to water increased with increasing
polymer dosage (Table 2). The swell index is
inversely related to the hydraulic conductivity,
therefore these results suggest the polymer
improves the hydraulic performance of the clay.
Hydraulic Performance
The impact of polymer addition on the hydraulic
performance of the clay was investigated. The
hydraulic conductivity to sea water and CaCl2 of
the clay decreased by treating the clay with the
HYPER clay technology, as shown in Fig. 3.

Figure 3a shows that the hydraulic conductivity of
the HYPER clay to seawater was lower than that
of the untreated clay. This result was maintained
in the long term. Fig. 3a also shows in fact that the
hydraulic conductivity of the HYPER clay to sea
water was maintained low so far up to 1000 days
of permeation. This test is still running.
The hydraulic conductivity of the clay to CaCl2
also decreased by treating the clay with the
polymer. Figure 3b shows that the hydraulic
conductivity to CaCl2 decreased with increasing
polymer dosage. The hydraulic conductivity of the
HYPER clay (8%) to CaCl2 5 mM was k= 7x10 -12
m/s, which is comparable to the hydraulic
conductivity to deionised water, that was k =
6x10 -12 m/s.
(a)
(b)
Fig. 3 Hydraulic conductivity of the HYPER clay to
(a) Sea Water and (b) CaCl 2 solution compared to that
of the untreated clay
Figure 4 shows that the hydraulic conductivity of
the HYPER clay after prolonged prehydration was
lower than that of the untreated clay,
demonstrating the long-term stability of the
polymer treated with the HYPER clay technology,
compared to other treatment methods.
Fig. 4 hydraulic conductivity (k) to CaCl 2 of the
HYPER clay was lower than that of the untreated clay
even after prolonged prehydration
SUMMARY AND CONCLUSIONS
In this research natural clays were treated using a
novel technique: the HYPER clay technology. The
sealing ability of the resulting HYPER clays
showed to be superior compared to untreated clays.
This HYPER clay in fact shows an improved
sealing performance to aggressive solutions in the
long-term, unlike other treated clays available in
the market, as demonstrated out of extensive longterm
test data.
Test results showed that the treatment method
increased the basal spacing between clay particles,
increasing as a consequence the DDL thickness
upon hydration. Moreover, the liquid limit and the
swell index, which are inversely related to the
hydraulic conductivity, increased with polymer
dosage, indicating a potential improvement in the
hydraulic performance. The hydraulic
conductivity of the clay to aggressive solutions,
decreased with increasing polymer dosage. More
importantly, this result was maintained in the long
term, which is fundamental in geotechnical and
environmental applications.

REFERENCES
Di Emidio, G. (2010). Hydraulic and Chemico-
Osmotic Performance of Polymer Enhanced
Clays. PhD dissertation. Ghent Univ., Belgium
Flynn, B.N., Carter, G.C. (1998). Waterproofing
Material and Method of Fabrication Thereof.
Patent Number: 6,537,676 B1.
Katsumi, T., Ishimori, H., Onikata, M. and
Fukagawa, R. (2008). Long-term barrier
performance of modified bentonite materials
against sodium and calcium permeant solutions,
Geotextiles and Geomembranes 26: 14–30.
Kolstad, D.C., Benson, C.H., Edil, T.B., Jo, H.Y.,
(2004). Hydraulic conductivity of a DPH GCL
permeated with aggressive inorganic solutions.
Geosynthetics International 11 (3), 233–241.
Kondo M. (1996). Method of Activation of Clay
and Activated Clay. Patent Number: 5,573,583.
Lorenzetti, R. J., Bartelt-Hunt, S. L., Burns, S.,
Smith, J. A. (2005). Hydraulic Conductivities
and Effective Diffusion Coefficients of GCLs
with Organobentonite Amendments. Geo-
Frontiers 2005, ASCE, GSP 142.
Mazzieri, F. and Pasqualini, E. (2006). Evaluating
the permeability of an organically modified
bentonite to natural seawater, Proceedings of
the 5th ICEG, Cardiff, Wales, UK.
Mazzieri, F. and Pasqualini, E. (2008). Effect of
dry/wet cycles and cation exchange on the
permeability of a dense prehydrated gcl,
Proceedings Eurogeo4, ed. by N. Dixon.
Mitchell, J.K. (1993). Fundamentals of Soil
Behaviour. John Wiley & Sons.
Mortensen, J. L. (1962) Adsorption of hydrolysed
polyacrylonitrile on kaolinite, Proc. 9 th Natl.
Conf., West Lafayette, Indiana, 1960, 530-545.
Qiu, H., Yu, J. (2007). Polyacrylate/(CMC MMT)
Superabsorbent Nanocomposite: Preparation
and Water Absorbency, J. of Applied Polymer
Science, 107, 118–123
Schroeder, C., Monjoie, A., Illing, P. Dosquet, D.
and Thorez, J. (2001). Testing a Factory-
Prehydrated GCL under Several Conditions.
Proceedings Sardinia 2001, 1: 188-196.
Simon, F.-G., Müller, W.W. (2005). Standard and
alternative landfill capping design in Germany.
Environmental Science and Policy, 7, 277-290.
Theng, B. K. G. (1982). Clay-Polymer
Interactions: Summary and Perspectives, Clays
and Clay Minerals, 30, 1-10.

Project Amoras
Y. Gallet‐Verriest, DEME

Innovatieforum geotechniek
15/12/2011
AMORAS: Innovatief werken op slib
Yannick Gallet-Verriest
Geotechnical engineer
Met dank aan: Prof. Jan Maertens, Filip Vandeweghe en Patrick Mengé

Inhoudstafel
• Project
Situering
Onderhoudsbaggerspecie -> Filterkoeken (herkomst, transport, persen)
Kanaaldok
Bietenveld
Zandwinningsput
• Zandwinningsput
Karakterisatie materialen
Aanwezig slib Zandwinningsput
Filterkoeken
Doelstelling - uitgangspunten
Tender aanbieding
Zandbed
Locatie transportband
Verdere aanpak
2

Project - Situering
• Doelstelling: Duurzame oplossing voor het verwerken en bergen
van baggerspecie uit de haven van Antwerpen
• AMORAS: Antwerpse Mechanische Ontwatering, Recyclage en
Applicatie van Slib
• Opdrachtgever:
• Aannemer: SeReAnt = Tijdelijke handelsvereniging tussen:
3

Project – Onderhoudsbaggerspecie
-> Filterkoeken
4

Project – Slib -> Koeken
• Zone Kanaaldok
Ontvangst
onderhoudsbaggerspecie in
onderwatercellen
Verpompen van geborgen
baggerspecie
Zandafscheiding
5

Project – Onderhoudsbagger
-> Filterkoeken
• Locatie Bietenveld
• Hydraulisch transport
Ongeveer 4km
6

Project – Slib -> Koeken
• Zone Bietenveld
Indikvijvers met baggerportiek
Mechanische
ontwateringsinstallatie
7

Project – Slib -> Koeken
• Zone Bietenveld
Indikvijvers met baggerportiek
Ontwateringsinstallatie
Membraankamerfilterpersen
Kalk en PE conditionering
Gaswasser
Waterzuiveringsinstallatie
Filterkoek
DS van ca. OEKEN 20% (onderwatercel)
DS van > 65% (filterkoek)
8

Project – Onderhoudsbaggerspecie ->
Filterkoeken
• Zone Zandwinningsput
Transportbanden
Bergingslocatie
9

Zandwinningsput – Aanwezige specie
• Gegevens:
Oppervlakte +/- 35 ha
Zand ontgraven/ put opgevuld met onderhoudsbaggerwerken
Bodem -9,0mTAW, top sliblaag +1,0mTAW -> Dikte sliblaag +/- 10m
Waterpeil +1,0mTAW à +3,5mTAW
Stapelen van filterkoeken (fabriek) tot ongeveer 50m boven maaiveld over 30jaar exploitatie
• Karakterisatie slib (test in situ en labo):
Zandfractie:10%, siltfractie 65% en kleifractie25%
Volumegewichten: γ n=13,2kN/m³ en γ d=5,1kN/m³
Plasticiteitsindex: 60%
Watergehaltes: 110 à 150%
Ongedraineerde cohesie: c u,piek =5 kPa en c u,res =2kPa
Gedraineerde schuifweerstandskarakteristieken: c’=2kPa en φ’=10°(in situ slib) , c’=5kPa en
φ’=25°(verbeterd slib)
Samendrukkingsparameters en doorlatendheden (Plaxis, hardening soil model)
10

•
Zandwinningsput - Slib
-> c v~2*10 -8 m/s
11

•
Zandwinningsput - Slib
-> c v~2*10 -8 m/s
12

•
Zandwinningsput - Filterkoeken
1*10 -9 m/s
13

Zandwinningsput - Bestek
• Bestek
Methode bestek:
• 500.000 tonDS/jaar verwerken = totaal jaarlijkse hoeveelheid onderhoudsbaggerwerken
Haven van Antwerpen
• Filterkoeken “dumpen” in Zandwinningsput -> Wegpersen in situ slib
• Weggeperst in situ slib -> behandelen in ontwateringsinstallatie. Inschatting 30.000 tonDS/jaar
(bestek) ↔ 300.000 tonDS/jaar (stabiliteitsstudie)
Gevolgen:
• Mechanische ontwateringsinstallatie kan eerste 5 exploitatiejaar slechts 200.000 tonDS
specie ontwateren afkomstig van onderhoudsbaggerwerken ( restcapaciteit na ontwateren
weggeperst slib zandwinningsput),
• Geen alternatieve bergingscapaciteit aanwezig.
• Jaarlijks budget exploitatie: ca. 20.000.000 €
14

Zandwinningsput - Tenderaanbieding
• Aanbieding SeReAnt
In slib zandwinningsput laten zitten en consolideren -> gefaseerde opbouw
• Afpompen van bovenstaand water -> korstvorming
• Aanbrengen zandbed (of dunne laag op geotextiel maechanisch; of hydraulisch met flauwe taluds
• Plaatsen van verticale drains (PVD’s) en consolideren van het slib
• Gefaseerde opbouw: Aanbrengen van filterkoeken (voldoende stabiliteit)
15

Zandwinningsput - Zones
• Twee zones
Hydraulisch aanbrengen zandbed
Beperkt squeezen ter hoogte van de transportband
Persleiding
Transportband
ontwateringshal
16

Zandwinningsput - Zandbed
• Zandbed
Verlagen van de watertafel (korstvorming)
Zandlaag aanbrengen met een dikte van 1,5 à 2m
Zand met gemiddelde d 50 van 200 µm
Hydraulisch aanbrengen -> Flauwe hellingen
• ~1/50 (V/H) boven de watertafel
• ~1/12 (V/H) onder de watertafel
• Installatie van verticale drains (PVD’s)
17

Zandwinningsput - Zandbed
• Zandbed
Plaxis berekeningen
FS > 2 helling 1/50 boven de watertafel
FS ~1,5 helling 1/12 onder de watertafel
Bijkomend grondonderzoek (CPTU)
depth [m]
0
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
-1
-2
-3
-4
-5
-6
-7
-8
-9
-10
-11
Helling 1/50 boven de watertafel
Helling 1/12 onder de watertafel
qc [MPa]
S12
S11
S10
S9
S8
S7
S6
S4
S3
S2
S1
18

Zandwinningsput – Transportband
• Beperkt en ‘gecontroleerd’ squeezen
Ter hoogte van de transportband -> acceptatie van filterkoeken
Met flauwe taluds verwerken van filterkoeken in de put (Dumper -> Buldozer -> Kraan)
Squeezen beperken tot max +1,0m LAT
Oppersen van het slib voor het front
19

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
0
Zandwinningsput – Transportband
1
• Beperkt en gecontroleerd squeezen
Uitvoeren van bijkomend grondonderzoek
depth [m]
2
3
4
5
6
7
8
D ep th [m ]
qc [MPa]
S16
S15
S14
S13
S17
S18
S19
S20
S21
S22
S23
S24
S25
S26
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
0
1
2
3
4
5
6
7
8
qc [Mpa]
S17
S18
S19
S20
S21
S23
S24
S25
S26
S16
S15
S14
S13
20

Zandwinningsput – Transportband
• Beperkt en ‘gecontroleerd’ squeezen
In vergelijking met de oorspronkelijke bathymetrie
Achteraan 2 à 3m slib wegpersen
Vooraan oppersen van het in situ slib
Vooruitschrijdend ‘squeezing front’
Volgende fase
Aanbrengen van een zandlaag (~1m dikte)
Installatie van PVD’s
Gefaseerde opbouw
21

Zandwinningsput – Overgangszone
• Verdere aanpak
Werkbaar platfom aanbrengen op de ca. 10m dikke sliblaag
Aanbrengen zandbed en plaatsen van verticale drainage (PVD’s)->consolidatie in situ slib
Aanbrengen van de minerale onderafdichting (ca, 6m koeken)
Stapelen van filterkoeken tot ongeveer 50m boven maaiveld
• Gefaseerde opbouw
• In relatie tot de toeneme van schuifweerstand van het slib (consolidatie)
Gefaseerde opbouw
Vertikale vervormingen
22

Zandwinningsput – Overgangszone
Bedankt voor uw aandacht!
Yannick Gallet-Verriest
23

Consulteer onze website http://www.ie-net.be
ie-net vzw
Ingenieurhuis
Desguinlei 214, B-2018 Antwerpen 1, Tel. 03-260 08 40, Fax 03-216 06 89, E-mail info@ie-net.be
Dexia 068-2142216-95 ING 320-0843321-73 BTW BE435567909
http://www.ie-net.be