SBW Faalmechanismen in losgepakt zand

SBW Faalmechanismen inlosgepakt zandD-Flow Slide

SBW Faalmechanismen inlosgepakt zandD-Flow Slide

1206014-006

© Deltares, 2012, B

ir. F.P.H. Engeringdr. V. Trompille

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

SBW Faalmechanismen in losgepakt zand i

Inhoud

1 Inleiding 1

2 Toets-tool voor verwerkings- en bresvloeiing 32.1 Hoofdsporen I, II en III 32.2 Dijk Analyse Module (DAM) 42.3 Activiteiten 2012 5

Bijlage(n)

A Background D-Flow Slide A-1


SBW Faalmechanismen in losgepakt zand 1 van 5

1 Inleiding

Een van de onderdelen van het onderzoeksproject SBW Faalmechanismen in losgepakt zandis het ontwikkeling van een gebruikersvriendelijk toetsinstrument voor Zettingsvloeiing enBresvloeiing, dat nodig is om het Wettelijk Toetsinstrumentarium voor 2017 (WTI 2017) tekunnen opstellen. Het WTI 2017 moet geschikt zijn voor het (nieuwe) toetsen opoverstromingskansen. Dat wil zeggen dat belasting en sterkte modellen, die door SBWworden aangeleverd probabilistisch moeten kunnen worden verwerkt.

Het SBW onderzoek en het ontwikkelen van het toetsinstrumentarium (WTI) zijn zodanig metelkaar verbonden dat deze activiteiten vanaf 2012 als één programma “WTI/SBW” wordenuitgevoerd. Het programma wordt uitgevoerd in opdracht van het ministerie van Infrastructuuren Milieu. De Waterdienst van Rijkswaterstaat is gedelegeerd opdrachtgever.

De kwaliteit van het instrumentarium en de uitvoering van de toetsing is van groot belang.Maatschappelijk, het gaat immers om de veiligheid van de inwoners en het voorkomen vanschade aan de infrastructuur, maar ook vanwege de hoge kosten die gemoeid zijn met hetnoodzakelijk verbeteren van eventueel afgekeurde dijkvakken.

In deze rapportage wordt in hoofdstuk 2 het doel van dit project kort weergegeven met daarbijconcreet welke bijdrage het levert aan het verbeteren van het WTI.

In de bijlage wordt de functionaliteit, de achtergrond en de verificatie van hetrekenprogramma D-Flow Slide in detail toegelicht. Benchmark berekeningen zijn uitgevoerdter verificatie van D-Flow Slide. De informatie uit deze bijlage staat eveneens beschreven opde Public-wiki site van Deltares (http://publicwiki.deltares.nl/) onder de categorie “SoftwareCommunity” en is openbaar voor iedereen.



2 Toets-tool voor verwerkings- en bresvloeiing

2.1 Hoofdsporen I, II en IIIGezien de complexiteit van het onderwerp zettingsvloeiingen en het gegeven dat op kortetermijn (2013) een nieuwe toetsmethode voor zettingsvloeiing beschikbaar moet zijn, isbesloten het onderzoek in 2012 en 2013 langs drie hoofdsporen te laten plaatsvinden,waarvan één de ontwikkeling is van een gebruikersvriendelijk toets-tool. In onderstaandplaatje weergegeven als Spoor II.

Figuur 2.1 Samenhang hoofdsporen I t/m III

Er is zowel inhoudelijk, als beleidsmatig een grote overlap tussen de Fysica (Spoor I) en hetToetsspoor (Spoor III). Het ligt dan ook voor de hand om één instrument (Spoor II) teontwikkelen waarmee de gewenste faalmechanismen getoetst kunnen worden. Dit komt totuitdrukking in Figuur 2.1, waarin de drie hoofdsporen die in 2012 en 2013 zullen wordengevolgd zijn weergegeven.



2.2 Dijk Analyse Module (DAM)In 2012 is daarom een gebruikersvriendelijk toetsinstrument ontwikkeld onder de naamD-FlowSlide. Tevens is de aansluiting gemaakt op de rekentechnieken die binnen WTIworden ontwikkeld en op het platform Dijksterkte Analyse Module (DAM).

Figuur 2.2 Concept methode toetsing op zettingsvloeiing

Noot:DAM is een instrument dat inzicht geeft in de sterkte van waterkeringen in een gebied(dijkstrekkingen). DAM ondersteunt daarmee verschillende beheers- enbeleidsprocessen van waterschappen en rijksoverheid, waaronder de toetsing.

Door implementatie in DAM kan optimaal gebruik worden gemaakt vanfunctionaliteiten die in DAM reeds voorhanden zijn, zoals inbedding in GIS(geometrie, kaartlagen databases zoals opbouw van ondergrond (stochastischondergrondmodel) en parameters), de beschikbaarheid van een probabilistischebibliotheek (waardoor verschillende probabilistische technieken toegepast kunnenworden), de mogelijkheid tot koppeling aan modules met andere faalmechanismen,die geïnitieerd kunnen worden door zettingsvloeiing (bijvoorbeeld piping enbuitenwaartse macro-instabiliteit) en heldere visualisatie van de resultaten.

Door de modulaire opbouw kan een nieuw faalmechanisme relatief eenvoudigtoegevoegd worden.



Uiteindelijk zal door de implementatie in DAM zettingsvloeiing ook beoordeeld kunnenworden in het kader van beleid, ontwerp en calamiteiten, omdat randvoorwaarden enuitgangspunten snel gewijzigd kunnen worden.

Validatie en verificatie heeft plaatsgevonden aan de hand een case studie waar reeds veelinformatie beschikbaar is en waar zettingsvloeiing een (potentieel) probleem is. Hiervoor is delocatie Spui gekozen.

2.3 Activiteiten 2012In 2012 zijn de volgende activiteiten uitgevoerd:

• In 2011 is een aanzet gemaakt tot eenvoudige, standalone rekentool, waarmee de kansop zettingsvloeiing berekend kan worden. In 2012 zijn diverse losse rekentoolsgeïntegreerd in een nieuwe rekentool “D-FlowSlide”. In zijn huidige vorm bevat D-FlowSlide de volgende opties:

– Global check; de eenvoudige globale (deterministische) toets, uit het VTV2006– Simpele check volgens CUR-113;– Gedetailleerde check, de huidige gedetailleerde toets volgens de handreiking

“Voorland Zettingsvloeiing” (voorheen concept Technisch Rapport Voorlandzettingsvloeiing);

– Geavanceerde check, volgens twee programma’s van Deltares, die beide zijngeïmplementeerd:SLIQ2D voor statische verweking;HMBreach/HMTurb voor bresvloeiing

• Koppeling van de standalone rekentool D-FlowSlide aan het platform DAM 1.0. Dit bidtde mogelijkheid om later D-FlowSlide later te koppelen aan het reeds aan DAMgekoppelde programma D-GeoStability (voorheen MStab) of het rekenmodel voor piping(direct faalmechanisme van de dijk). Hiermee is een groot deel van het voorbereidendewerk voor de koppeling van D-FlowSlide aan RingToets in 2013 en verderbewerkstelligd.

• Diverse aanpassingen en verbeteringen van de hierboven genoemden rekentools opbasis van in 2012 gegenereerde kennis zoals de kans op een inscharingslengte

• Het testen en verifiëren heeft plaatsgevonden tijdens het hele ontwikkeltraject. DeBenchmarks staan uitgebreid beschreven in de Bijlage. De bijbehorende invoerfiles zijnte vinden op de Wiki site van D-FlowSlide. Hiermee is reeds een deel van hetvoorbereidende werk voor het opnemen van D-FlowSlide in defaalmechanismenbibliotheek (RTO) bewerkstelligd.


SBW Faalmechanismen in losgepakt zand A-1

A Background D-FlowSlide

On a Wiki page of Deltares, you can find up to date information about the program D-FLOWSLIDEfor Slope Liquefaction and Breaching which we started to build in 2012.

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

D-Flow Slide - Slope Liquefaction and Breaching (link to Deltares Wiki page)

1. D-Flow Slide - Slope Liquefaction and Breaching . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.1 D-Flow Slide - Background . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3

1.1.1 D-Flow Slide - Advanced . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41.1.2 D-Flow Slide - Detailed . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51.1.3 D-Flow Slide - Global . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101.1.4 D-Flow Slide - Simple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121.1.5 D-Flow Slide - Symbols . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

1.2 D-Flow Slide - Input parameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161.3 D-Flow Slide - Verification . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

1.3.1 D-Flow Slide - Group 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 211.3.2 D-Flow Slide - Group 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 231.3.3 D-Flow Slide - Group 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 261.3.4 D-Flow Slide - Group 4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 281.3.5 D-Flow Slide - Group 5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

1.4 Literature . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

D-Flow Slide - Slope Liquefaction and BreachingContents

HomeBackground

Input parametersVerification

Unresolved IssuesLiteratureOther Geo Products

Edited by: Virginie Trompille

Geeralt A. van den Ham

Dick R. Masterbergen

Frank Engering

Here you can find information about the program for analysing flow sliding in submerged slopes (in Dutch: zettingsvloeiing).D-FLOW SLIDEThe programme has been developed in 2012 and is based on the .Handreiking Voorland ZettingsvloeiingenFor more detailed information about the stability of sandy and silty under water slopes you can also download our .brochure

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

Introduction

Flow slides form a major threat for flood defences along (estuary) coastlines and riverbanks in the Netherlands. Such flow slides may result insevere damage to dikes and structures, eventually leading to flooding of the hinterland (see Figure 1). Measures to prevent, mitigate, or evenrepair flow slides are costly. Due to the complexity of flow slides, methods that enable an accurate quantitative risk assessment areunder-developed, especially compared to methods currently available for other failure mechanisms (e.g. piping below the dike or macro-instabilityof the dike body).

Flow Slide: description of processes

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

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Slope+Liquefaction+and+Breaching

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Background

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Input+parameters

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Verification

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/Unresolved+Issues+for+D-Flow+Slide

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/Literature

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/Other+Geo+Products

https://publicwiki.deltares.nl/display/~trp

https://publicwiki.deltares.nl/display/~vdh

https://publicwiki.deltares.nl/display/~eg

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/Handreiking+Toetsen+Voorland+Zettingsvloeiing+tbv+verlengde+derde+toetsronde.pdf?version=1&modificationDate=1355319860000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/PB_Stability+of+sandy+and+silty+under+water+slopes.pdf?version=1&modificationDate=1351072070000

Figure 2: Processes possibly involved in a flow slide

entails the sudden loss of strength of loosely packed saturated sand or silt, which may result in a sudden collapse of the sandStatic liquefactionbody. Contrary to “ordinary” slope failure, in which a clear rupture surface can be distinguished over which the instable soil mass slides whilestaying more or less intact, in a liquefaction flow slide the instable mass of sand (or silt) flows laminar like a viscous fluid.Unlike liquefaction, only takes place at the soil surface: a local steep part of the slope retrogresses upslope and generates a turbulentbreachingsand-water mixture flow over the sand surface of the under water slope. If the mixture carries enough sand and if the local slope is steep enough,the thickness of the mixture will grow by erosion of the sand surface. Although strongly dependent on the properties of the sand or silt, abreaching flow slide in general takes much more time (several hours) than a liquefaction flow slide (several minutes).Regardless of the mechanisms involved, a flow slide needs a trigger. Soil liquefaction may be initiated by a rapid drop of outer water level, a smallearthquake, or a change in geometry by erosion or local instability, resulting in an unfavourable change of stress conditions within the looselypacked sand or silt. Breaching requires an initial breach, which may be formed by scour, by a local slip failure or by a local liquefaction flow slide.The triggers for both liquefaction and breaching are presented in the top of the flow chart in Figure 2.

D-FLOW SLIDE

D-FLOW SLIDE is a user-friendly software tool developed for performing safety assessment on the failure mechanism flow slide. The safetyassessment includes the assessment rules according the and a probabilistic assessment method based on the FirstGlobal VTV-2006 DetailedOrder Reliability Method. Furthermore advanced models for static liquefaction ( ) and breach flow ( ) have beenSLIQ2D HMBreach/HMTurbimplemented in .D-FLOW SLIDE

has been implemented in the software DAM and will in future be implemented in RingToets.D-FLOW SLIDEImplementation in DAM makes it possible to do calculations with in combination with stochastic subsurface models and variousD-FLOW SLIDEprobabilistic methods (probabilistic library).Flow slide is a failure mode of the foreland of the levee and may not necessarily directly result in failure of the levee and therewith flooding of thehinterland. However, failure of the foreland may induce a so-called “direct” failure mechanism of the levee, such as backward erosion andmacro-instability. Since DAM includes calculation models of several direct failure modes, it is possible to calculate the combined probability on aflow slide and the subsequent failure of the levee by a “direct” failure mode.

Licence / Support

You can obtain a licence during short period, by sending an email to Sales: < >[email protected] problems are encountered or if you have questions about this program, please send an e-mail to the Deltares Systems Support team: <

>[email protected]

D-Flow Slide - Background

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/vtv2006.pdf?version=1&modificationDate=1351516615000

Contents

HomeBackground

SymbolsGlobalSimpleDetailedAdvanced



The safety assessment consists of passing through different phases:

A check according to the global assessment rules as given in the and ofGlobal VTV-2006 Handreiking Voorland ZettingsvloeiingenDeltares;A check according to the recommandations of ;Simple CUR-113A check according to the probabilistic assessment method described in the ;Detailed Handreiking Voorland ZettingsvloeiingenAn check, using two advanced programs of Deltares, that give no direct assessment result (approved, disapproved, etc), butAdvancedcan be used for further advanced (probabilistic) analysis:

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

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

D-Flow Slide - AdvancedContents

HomeBackground




Advanced check for liquefaction: SLIQ2D

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

Determination of the imaginary surface

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

Step 1: Determination of the fictive height

The height of the part of the slope above water (h ) is increased until h with a factor equals to the ratio between the soil unit weight above water1 2table and the soil below water table: h = (1 + w) . . h / ( – ) 2 s 1 s w

Step 2: Determination of the fictive slope inclinaison

By means of the least squares method, the submerged slope (red line in the figure below) compared to the fictive submerged slope is determined



http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Symbols

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Global

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Simple

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Detailed

http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Advanced








https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/CUR+C130+Aanbevelingen.pdf?version=1&modificationDate=1351516909000














https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/Manual_Sliq2D.pdf?version=1&modificationDate=1351698243000

and subsequently the fictive slope inclinaison ( ).R

Advanced check for breaching: HMTurb

D-Flow Slide - DetailedContents

HomeBackground




3. Detailed check

The detailed check bestaat op zichzelf uit slechts één stap: de kans op een zettingsvloeiing die leidt tot schade aan de dijk wordt vergeleken metde toelaatbare faalkans.Om tot deze faalkans in de gedetailleerde toets te komen zijn in totaal 6 stappen (6a t/m 6f) nodig. Deze stappen worden in Figuur 1 schematischweergegeven. In stappen 6a en 6b wordt de voor de gedetailleerde toets benodigde informatie beschreven.

Figuur 1 - Stappen om te komen tot de kans op een zettingsvloeiing die leidt tot schade aan de dijk, ten behoeve van de gedetailleerde toets

3.1 Step 6a: bepaal het representatieve dwarsprofiel en de ondergrondopbouw













In de voorgaande toetsstappen 2 (schadelijkheidscriterium in [§ ]), 4 (optredingscriterium in [§ ]) en 5 (aanwezigheidscriterium in [§ ]) is1.1 1.4 1.5reeds gekeken naar respectievelijk de voorlandlengte, de onderwateroever geometrie en de aanwezigheid van verwekingsgevoelige lagen. Indeze eerste stappen zijn al representatieve dwarsprofielen per dijkvak bepaald op basis van gelijke kenmerken van:

De lengte van het voorlandDe gemiddelde geuldiepteDe gemiddelde hellingsgradiënt van het (onderwater)taludDe dikte en diepteligging van de verwekingsgevoelige lagen of laag.

De lengte van een dijktraject wordt gelijk genomen aan de lengte waarover bovengenoemde aspecten redelijk constant zijn.

Bepaling van rekentaludhoogte en -helling volgens methode VTV

In deze methode is alleen de fictieve geuldiepte H berekend conform VTV 2006 Bijlage 9-1 en cotan gelijk is aan cotan onder: R R

H = h + h . cot / ' R onder boven onder boven

waarin:

B [m] Breedte van het voorland

hboven [m] Fictieve hoogte van het boventalud in geval van een verzadigd waterkerend grondlichaam (= 2 h )dijk

hdijk [m] Hoogte van het boventalud

honder [m] Fictieve hoogte van het ondertalud (= d + 2 )honder

hgeul [m] Geuldiepte

honder [m] Hoogte van het ondertalud dat bij extreem laagwater boven water ligt

'boven [°] Hoek tussen het maaiveld van het voorland en het flauwe boventalud: ' = arctan [ h / (h . cot + B)]boven boven boven boven

boven [°] Hoek tussen het maaiveld van het voorland en het boventalud

onder [°] Hoek tussen de geulbodem en het ondertalud

3.2 Step 6b: bepaal de gemiddelde relatieve dichtheden van de zandlagen in de ondergrond

Er bestaan verschillende manieren om de relatieve dichtheid van een zandlaag te bepalen. Enerzijds bestaat de mogelijkheid om de relatievedichtheid in situ te meten door middel van elektrische dichtheidsmetingen en anderzijds door middel van correlaties met sondeerweerstanden. Erzijn verschillende correlaties om op basis van de conusweerstand de relatieve dichtheid te bepalen. De meest gebruikelijke zijn de correlaties vanSchmertmann, Baldi en Villet & Mitchell, waarbij de correlatie van Schmertmann in de regel de hoogste, Baldi de gemiddelde en Villet & Mitchellde laagste relatieve dichtheden genereert.

In de gedetailleerde toetsing wordt geadviseerd de correlatie van Baldi te gebruiken tenzij aantoonbaar kan worden gemaakt dat een anderecorrelatie meer van toepassing is (bijvoorbeeld na validatie met in situ metingen). De correlatie van Baldi wordt gegeven in de volgende formule:

(1) R = 1/2.5 . ln[ q / (0.14(' ) )] e c v0.6

Let wel, de bovengenoemde correlatie is geldig voor elektrische sonderingen, conform oude NEN standaard (of nieuwe EURO-code) metkwaliteitsklasse I of II, en niet voor mechanische sonderingen. Ten behoeve van de toetsing zijn in de regel sonderingen op de kruin en in hetachterland voorhanden. Het verdient aanbeveling, zeker bij aanwezigheid van een voorland om extra sonderingen op het voorland uit te voeren.

3.3 Step 6c: bepaal de kans op een zettingsvloeiing P(ZV)

Er kan beschikbare kennis van een zandwinning bestaan in de vorm van lokale ervaringsstatistiek. Daarnaast is er algemeen beschikbare kennisover het optreden van afschuivingen en zettingsvloeiingen. Deze betreft:

ervaring opgedaan in Zeeland met oever-, dijk- en plaatvallen;de schadepraktijk zoals deze met zandwinningen is bepaald.

Van de Zeeuwse praktijk van ‘zettingsvloeiingen’ langs de vooroevers en langs de zandplaten is een overzicht gemaakt [Wilderom 1979]. Hierinzijn de resultaten van meer dan 1100 ‘zettingsvloeiingen’ en ‘afschuivingen’ verwerkt. Enkele ‘zettingsvloeiingen’ zijn zeer omvangrijk geweest,waarbij enkele miljoenen m3 zand zijn verplaatst. De resultaten zijn samengevat in [Silvis & de Groot 1995].

Deze ‘zettingsvloeiingen’ zijn oeverinscharingen waarvan de meeste waarschijnlijk voor een groot deel bestaan uit verwekingsvloeiingen, omdatze vooral zijn opgetreden in gebieden met dikke lagen van losgepakt zand. Uit beschrijvingen kan men echter ook afleiden, dat een aantal van dievloeiingen plaatsvond in een tijdsbestek van vele uren of zelfs ruim een etmaal. Daaruit kan men wellicht concluderen, dat bresvloeiingen ook een

belangrijke rol hebben gespeeld.

Een verwekingsvloeiing in een losgepakte laag of een afschuiving in een lokaal door stroming uitgeschuurde laag kunnen als initiatie voor eenterugschrijdend bresproces hebben geleid, dat eindigde in een grote oeverinscharing.

De gemiddelde kans kan men als volgt afleiden. Langs de Zeeuwse oevers hebben in 100 jaar circa 1000 grote zettingsvloeiingenplaatsgevonden. De lengte van de oevers met losgepakt zand in voldoende dikke lagen wordt geschat op 100 km. Zodoende ging het om 0,1zettingsvloeiing per jaar per km oever met verwekingsgevoelig zand. Deze ervaring is opgedaan bij taluds waarvan de karakteristieken zijnweergegeven in Tabel 1 (uit [Silvis & de Groot 1995]).

Gemiddelde Range waarbinnen 90% valt

Geuldiepte 27 m 11 – 45 m

Gemiddelde helling voor inscharing a 1 : 4 1 : 9 – 1 : 1,5

Steilste helling over 5 m hoogte 1 : 2,4 1 : 5 – 1 : 1

Tabel 1 - Geometrische karakteristieken van de dwarsprofielen langs Zeeuwse oevers waar grote zettingsvloeiingen zijn opgetreden

Deze statistiek is pas bruikbaar in andere situaties als de geometriewijziging die in Zeeland werd veroorzaakt door erosie en aanzanding, vertaaldwordt naar de geometriewijziging die daar veroorzaakt wordt door erosie, aanzanding of anderszins. Stel dat de taludwijziging die in eendergelijke andere situatie optreedt 10 maal zo snel gaat als die welke langs een (onbeschermde) Zeeuwse oever optreedt als gevolg van erosieen/of aanzanding. Dan zou voor een gelijke taludhelling en taludhoogte volgen, dat de kansdichtheid van een zettingsvloeiing met losgepakt zand1 per kilometer taludlengte per jaar bedraagt.

Het is verder van belang op te merken dat bij de Zeeuwse vooroevers veelal sprake is van relatief fijn zand (D ligt tussen 150 en 250 m). Een50afwijkende zandgradatie geeft eveneens aanleiding tot nuancering van de statistiek.

Op basis van de gegevens werd in Zeeland de stelregel afgeleid, dat over een hoogte van 5 meter een taludhelling van 1:3 overschreden zoumoeten worden wil een zettingsvloeiing op kunnen treden. Het is niet aan te raden die regel elders toe te passen. Immers bij grotere taludhoogtenblijkt dat circa 15 % van de opgetreden vloeiingen bij taludhellingen flauwer dan 1:4 zijn geïnitieerd (Tabel 1).In [CUR 2008] zijn de resultaten weergegeven van een inventarisatie van vele zandwinputten in Nederland. Daaruit volgt een andereervaringsstatistiek. Die lijkt echter niet bruikbaar voor de toetsing van waterkeringen gezien de dominerende invloed van het baggerproces op diestatistiek.

Op basis van aanvullende berekeningen met SLIQ2D blijkt dat de kans op een verwekingsvloeiing ongeveer met een factor 10 toeneemt als cot Rmet een factor 1,5 afneemt (taludhelling neemt bijvoorbeeld toe van 1:6 naar 1:4) of H met een factor 3 toeneemt (bijvoorbeeld van 10m naarR30m) of als Re met 10% afneemt (bijvoorbeeld van R =0,40 naar R =0,30). Daaruit zou men kunnen afleiden dat de kansdichtheid de volgendee eis:

(2) P(ZV) = (H / 25m) . (3.5 / cot ) . (1/10) . 0,1 / km / jaar R2

R6 10(Re-0.4)

met:

HR [m] (fictieve) rekenhoogte talud

cot

R

[-] cotangens van de (fictieve) rekenhellingshoek

Re [-] Laagste waarde van de relatieve dichtheid, gemiddeld over 3m hoogte tussen de maatgevende waterstand en 0,3 H onder deRteen.

Voor de bepaling van de rekentaludhoogte en -helling wordt verwezen naar [§ 3.1]. Indien de onderkant van de diepste verwekingsgevoelige laagzich boven de teen van de geul bevindt, kan de voor bepaling van H de onderkant van de diepste verwekingsgevoelige laag aangehoudenRworden. Conservatief kan voor de rekentaludhelling ook de gemiddelde geulhelling genomen worden.

Zowel de onzekerheid van de relatieve dichtheid, indien deze bepaald wordt volgens stap 6b, als de onzekerheid door variaties in de fictievetaludhoogte en de fictieve taludgradiënt binnen één dijktraject, kunnen worden opgevangen door toepasing van een modelfactor van 1,5.

De kans die met bovenstaande formule wordt berekend, is uitgedrukt in kans per kilometer per jaar. Om tot de representatieve kans per jaar tekomen moet de berekende kans (naast de voorgestelde modelfactor) nog met de lengte van het dijktraject worden vermenigvuldigd. De lengtevan het dijktraject wordt bepaald door overeenkomende geologische en geometrische karakteristieken. Aaneengesloten dijkstrekkingen met eeneven dik verwekingsgevoelig zandpakket, een even groot voorland en gelijk onderwatertalud moeten als één dijktraject worden genomen. Hetopknippen van een dergelijk dijkvak met overeenkomende karakteristieken om zodoende de faalkans te verlagen is niet toegestaan.

De representatieve kans op het voorkomen van een zettingsvloeiing per dijktraject wordt hiermee:

(3) P(ZV) = P(ZV) . m . L rep trajectlengte

met:

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

P(ZV) [per jaarper km]

Kans op voorkomen van een zettingsvloeiing

m [-] Modelfactor is 1,5

L

trajectlengte

[km] Lengte van het dijktraject waarover voorlandlengte, geuldiepte, gradiënt van de onderwatergeul en dikte vanverwekingsgevoelige lagen uniform worden geacht

3.4 Stap 6d: bepaal de maximaal toelaatbare en de optredende inscharingslengte

Een zettingsvloeiing is pas schadelijk voor het waterkerend vermogen van de dijk als het schadeprofiel de dijk raakt (interactie met anderefaalmechanismen wordt in deze redenatie niet meegenomen). De maximaal toelaatbare inscharingslengte (zie Figuur 2) is dus de lengte van hetvoorland. Dat is een conservatief criterium. Immers, enige aantasting van de dijk hoeft nog niet tot een overstroming te leiden. Voor dezemaximale inscharingslengte mag de totale lengte van het voorland in rekening worden gebracht, ofwel het “uittredepunt” van het maximaaltoelaatbare schadeprofiel is de buitenteen van de dijk.

Naast de maximaal toelaatbare inscharingslengte, L , moet de optredende inscharingslengte L bepaald worden. toelaatbaar

Als een zettingsvloeiing plaatsvindt, zal een deel van het vervloeide materiaal naar de zijkanten afvloeien. Door dit tweedimensionale effect zal deoppervlakte van de verdwenen grond bovenin het dwarsprofiel (Area 1 in Figuur 2) ongeveer een factor 1,4 groter zijn dan de oppervlakte van degrond die er aan de onderkant (Area 2) bijkomt. Het uitvloeiingsprofiel heeft ook niet één gelijkmatige taludgradiënt maar bestaat uit ruwweg tweedelen; een zeer flauw ondergedeelte en een steiler bovengedeelte. Door [Silvis en De Groot 1995] is voor een tweedimensionale situatie eenformule afgeleid voor deze massa/oppervlakte balans tussen vervloeid en gesedimenteerd materiaal. Daarbij is het genoemde verschil tussenArea 1 en Area 2 nog niet meegenomen. Indien deze verhouding wel wordt meegenomen, luidt de formule:

(4) L = a x – D b

met:

mits c 1a = cot – cot b = cot – cot c = verhouding tussen Area1 en Area2 (A1=c . A2)H is de geuldiepte (niet fictieve)

is de steile gedeelte schadeprofielD

Als c = 1 geldt: X = 0.5 H + 0.5 D . b / ( H . a )2

Onderstaande figuur geeft een weergave in dwarsprofiel.

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

Voor , de totale taludhoogte, moet de werkelijke hoogte tot aan het voorland worden genomen en niet meer worden gerekend met de fictieveHrekenhoogte van het talud. Dit geldt eveneens voor de taludhelling. Bij afwijkende geometrie of gedeeltelijke vloeiingen zijn vergelijkbare formulesaf te leiden uitgaande van een oppervlaktebalans (Area1= Area2). In veel gevallen is = 1,4 voldoende conservatief. c c

In vergelijking (4) staan drie onbekenden, te weten de helling van het bovenste steilere deel (), het flauwe onderste deel () van het schadeprofielen de hoogte van het steilere bovenste gedeelte (D).

De bandbreedte van de hellingsgradiënt van het bovenste steile deel van het schadeprofiel is echter beperkt. De onderste hellingsgradiënt isverreweg de belangrijkste onzekere parameter en is in de gedetailleerde toetsing als enige stochastische variabele in de bepaling van hetoptredende schadeprofiel gesteld. Daarom wordt voor de toetsing alle onzekerheid in die parameter gestopt en voor het bovenste steile deel degemiddelde hellingsgradiënt aangehouden (1:2,6). Verder geldt = 0,43 . Deze waarden voor het bovenste steile deel van de inscharing en deD Hparameter D zijn gebaseerd op waarnemingen van circa 1100 taludinstabiliteiten in de Zuidwestelijke Delta en vele waarnemingen inzandwinputten (voornamelijk Gelderland en Overijssel, CUR 113).

Door Wilderom [1979] zijn meer dan 1100 taludinstabiliteiten in Zeeland geanalyseerd. Van de 145 zettingsvloeiingen waarvan voldoendegegevens bekend waren, zijn de statistische gegevens berekend. Zie Silvis en de Groot [1995]. De volgende tabel geeft een overzicht van dekarakteristieken van de geanalyseerde schadeprofielen.

Gemiddelde Onder- en bovengrens

Inscharingslengte L 80 m 10 – 250 m

Helling gemiddeld over het gehele talud 1:7,5 1:4,0 – 1:17,9

Helling bovenste steile deel 1:2,6 1:1,3 – 1:8,0

Helling onderste deel (uitvloei) 1:15,9 1:10 – 1:30

Relatieve hoogte bovenste deel D/H 0,43 0,35 – 0,50

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

Na het bepalen van de maximaal toelaatbare inscharingslengte (L is de breedte van het voorland) kan met behulp van formules 0.4 (met cotan =2,6 en D = 0,43 H) de te verwachten inscharingslengte L berekend worden als functie van de stochast . De daaruit volgende kansverdeling van Lwordt afgeleid in de volgende stap.

3.5 Stap 6e: bepaal P(L> L )toelaatbaar

Op basis van de hiervoor beschreven statistiek kan de kansverdeling van cotan worden beschreven door een normale verdeling met =Ecotan15,9 en = 4,6. cotan

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

= – Z Ltoelaatbaar L

Hierin is de optredende inscharingslengte die berekend wordt met vergelijking (4) op basis van de verwachtingswaarde en deLstandaardafwijking van cotan en , dat is de aanwezige lengte van het voorland. Ltoelaatbaar

De betrouwbaarheidsindex wordt als volgt berekend:

= [ L – (L) ] / (Z) toelaatbaar

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

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

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

Uitgaande van een Gauss-verdeling, wordt de kans dat een schadeprofiel de waterkering raakt en schade berokkend P(schadeprofiel) als volgtbepaald uit de berekende :

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

Met bovenstaande berekeningen is de kans dat inscharingslengte groter is dan de maximaal toelaatbare inscharingslengte bepaald.

Bovenstaande berekeningen zijn relatief eenvoudig in Excel uit te voeren.

3.6 Step 6f: bepaal P(Schade aan waterkering door ZV)

In stap 6c is de afzonderlijke kans van voorkomen van een zettingsvloeiing (oorzaak) bepaald en in stap 6e de afzonderlijke kans op schade(gevolg) gegeven een zettingsvloeiing. De totale kans op schade ofwel de totale kans op aantasting van het waterkerende vermogen (kans opfalen) van het dijklichaam door een zettingsvloeiing wordt bepaald door vermenigvuldiging van de beide afzonderlijke kansen (oorzaak maalgevolg):

(6) P(Falen door ZV) = P(ZV) . P(L > L ) rep toelaatbaar

De berekende faalkans uit vergelijking (6) dient nu te worden getoetst aan de maximale normkans. Deze normkans voor het afzonderlijkefaalmechanisme zettingsvloeiing moet worden afgeleid van de norm voor de betreffende dijkring. Hoe dit moet worden gedaan is uitgelegd in devolgende paragraaf.

D-Flow Slide - GlobalContents

HomeBackground




1. Global check (VTV-2006)

1.1 Check on liquefaction

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













Figure 1: Assessment schema for liquefaction

Step 1 - Geometrical check: damaging criterium liquefaction

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

No slope protection present

1. Determination of the observation profile:The required margin (the horizontal part from the outside toe of the dike) depends on the presence of a slope protection and is determined by therelation:

M = 2 H + 1.5 (H - H ) in case no slope protection is presentvw vw

M = Max [ M ; 2 H + 1.5 (H - H ) ] in case a slope protection is presentbestorting vw vw

where H is the channel depth, H is the thickness of the sensitive layer and M is the horizontal projection of the length of the slopevw bestortingprotection.In case no slope protection is present, if over the entire channel depth softening sensitive sand is present, this margin is thus equal twice thefictive channel depth (M = 2 H).The inclined part of the observation profile in line with the horizontal portion. The inclinaison of the slope depends on the channel depth:

1:15 if the fictive channel depth is less than 40 m (H < 40 m)1:20 if the fictive channel depth is more than 40 m (H 40 m)

*2. Determination of the assessment level

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

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

The damaging criterium is not met if the liquefaction point S is situated landwards of the observation point S .ZV signwhere S is the intersection point between the observation profile (from the foreshore) and the assessment level andsignS is the intersection point between the existing profile and the assessment level.ZV

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

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

Step 3: Is the dumping criterion satisfy?

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

Step 4: Is liquefaction possible on the basis of geometry?

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

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

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

D-Flow Slide - SimpleContents

HomeBackground




2. Simple check according to CUR-113

2.1. Check on liquefaction flow slide

Definition of the design channel depth HR and the design slope aR of a fictive underwater cross sectionHeight above waterRatio h2 / h1Increased heightOffset bottom

Fictive channel depthFictive slope

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

satisfies the correlation of Baldi : Rn1 > 0.5satisfies: cotan > 7 × (H / 30 m)R R

1/3

satisfies both following conditions:R > 0.5n3

cotan > 4 × (H /30 m) R R1/3

where:Rn1 Minimum relative density over a height of 1 mRn3 Minimum relative density over a height of 3 maR Slope of a fictive profile as if all grond is situated under water.HR Channel depth of a fictive profile as if all grond is situated under water.

Opmerking: Bij verwekingsvloeiing speelt de grond en het progiel onder de verwekingsgevoelige laag geen rol. Daarom mogen HR en cotan R













1.

2.

3. a.

b.

4.

a.

b.

berekend worden voor een diepte van de putbodem gelijk aan de diepte van de onderkant van de laag waarvoor R > 0.5 respectivelijk R >n1 n30.5.In paragraaf O.6.2.1 van Deel O Onderbouwing van CUR Aanbeveling 130 is het definite van rekenputdiepte HR en rekentaludhelling R van eenfictief onderwater dwarsprofiel gegeven.

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

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

2.1. Check on breach flow slide

Uit CUR Aanbeveling 113, 2008, Zie Tabel A.2. hier toegepast als veiligheidstoets zandige vooroevers waterkeringen voor het faalmechanismeBresvloeiing.xxxFig. 1 definitieschets

bestaat het onderwater gelegen deel van de vooroever van de betreffende waterkering, de taludhoogte in figuur 1, uit een (deels)onbeschermde zandbodem? Indien Nee (dus er is sprake van met klei met minimaal 1 m dikte of stortsteen beschermd talud): geen kansop bresvloeiing. Indien ja ga naar 2.Is er voldoende grondonderzoek (boringen op ten hoogste 500 m tot 1 km afstand tot een diepte van de teen van het talud om dekorreldiameter te bepalen)? Indien ja ga door naar 3, indien nee geen toetsing mogelijk.Beschouw de korrelverdeling van het zand op basis van de boringen

is het zand niet te fijn d.w.z. is de over lagen van ten hoogste 5 m gemiddelde korreldiameter D van het zand overal dus over50de gehele taludhoogte tenminste 200 m en D tenminste 100 m? Indien nee, zeer fijn zand: gedetailleerde analyse bresvloeiing15nodig (bijv. met HMBreach). indien ja ga naar 3b.is het zand tamelijk grof d.w.z. is de over lagen van ten hoogste 5 m gemiddelde korreldiameter D van het zand over de gehele50taludhoogte tenminste 500 m en D tenminste 250 m? indien ja, tamelijk grof zand of grind ga naar 4 a anders niet te fijn zand15ga naar 4b.

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

tamelijk grof zand D > 500 m en D > 250 m:50 15

taludhoogte

(m)

gemiddelde helling

D > 500 m50

10 1:2

20 1:2.5

30 1:3

40 1:3.75

niet te fijn zand D > 200 m en D > 100 m:50 15

taludhoogte

(m)

gemiddelde helling

D > 200 m50

5 1:2

10 1:2.5

15 1:3

20 1:3.5

25 1:4

30 1:4.7

35 1:5.4

40 1:6

4.

b.

5. De verwachte maximale inscharingslengte ten gevolge van een bresvloeiing bedraagt 2 tot 3x de taludhoogte (dit geldt voorzandwinputten in het rivierengebied, in Zeeland en Waddenzee veiligheidshalve uitgaan van 7.5x). Indien de afstand van de top van hetbresgevoelige talud tot de teen van de waterkering kleiner is dan 2x de hoogte van het bresgevoelige talud dan wordt de situatieAFGEKEURD. Door aanbrengen van bestorting of bekleding op de (onderwater-) oever kan de inscharingslengte beperkt worden.

D-Flow Slide - SymbolsContents

HomeBackground




D-Flow Slide input parameters as shown in

Symbol Description Default Unit

Ced Parameter defined in equation: vol = 0.001 exp[(I – I ) / Ced]dm0 D1 D [-]

D50 Median grain size [m]

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

Dr Relative density on the basis of n: D = R = (n – n) / (n – n )r n max max min [-]

E Expected value [xxx]

e Void ratio: e = n / (1 – n) [-]

emax Maximum value of e. [-]

emin Minimum value of e. [-]

f(s) Form of the dilatation curve as a function of s: f(s) = vol / vold dm [-]

ID Relative density on the basis of e: I = R = (e – e) / (e – e )D e max max min [-]

ID1 Parameter defined in the following equation: vol = 0.001 exp[(I – I ) / Ced]dm0 D1 D [-]

Ks Elastic modulus for isotropic unloading [kN/m]2

Ks0 Value of Ks at average stress p’0 [kN/m]2

Ks01 Parameter defined in the following equation: Ks = Ks + Ks / I × I0 01 0 D D [kN/m]2

m Parameter describing f(s), defined in the following equation: f(s) = A.s – B.s / (s – s)m rmax

[-]

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

nmax Maximum value of n. [-]

nmin Minimum value of n. [-]













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

p’CON Mean effective stress after consolidation. [kN/m]2

p’0 Reference value for p’. [kN/m]2

q Deviatoric stress (or equivalent shear stress): q = (s – s ) 1 3 [kN/m]2

Re Relative density on the basis of the void ratio: R = I = (e – e )/(e – e )e D min max min [-]

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

Sr The degree of saturation of the soil (0 \< S \< 1). For sand (generally dry) S = 0 and for clay (generally completelyr rsaturated) S = 1.r

[-]

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

s2 Value of s at maximum contraction [-]

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

[-]

sm2 s = s – s m2 max 2 [-]

sm2-0 Parameter defined in equation s = s – s = s + s / I . I m2 max 2 m2-0 m2 D D

Parameter s can be obtained from samples with different values for I .m2-0 D

[-]

u Parameter describing the influence of p’ on K defined in equation: Ks = Ks . (p' / p ')s 0 0u [-]

v Parameter describing the influence of p’ on evol , defined in equation: vol = vol . (p ' / p ')CON dm dm dm0 CON 0v [-]

w The water grade: The water grade: w = S . e . / r w s [-]

cor Correction on the measured volumetric strain with respect to the membrane, defined by the following equation: = 32.4 D [(’ – 10) – (’ – 10) ) ]cor 50 h2

0.64h1

0.64 [-]

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

volc Volumetric strain by isotropic unloading. [-]

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

voldm Maximum volumetric strain by contraction. [-]

voldm0 Value of evol at mean effective stress p’ .dm 0 [-]

Standard deviation. [kN/m]2

' Normal effective stress. [kN/m]2

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

’h Horizontal effective stress. [kN/m]2

Friction angle. [°]

mob Mobilized friction angle. [º]

Submerged unit weight of sand: = (1 – n) . ( – )s w [kN/m]3

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

w Unit weight of water. [kN/m]3

D-Flow Slide - Input parametersContents

HomeBackground



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

GeometrySoil parameters (per layer)Calculation parameters

WaterParameters for the Detailed (TR) check

Calcualtion parametersProbabilistic calculation parameters

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

Initialization parametersPhysical constants

Geometry

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








Soil parameters (per layer)

Name in Englishin D-FLOW SLIDE

Name in Dutch in D-FLOW SLIDE

Description Symbol Unit Default

Name Naam Material name

Color Kleur Material color

Description Beschriving A short description of the material can be given

Soil type Grond type The soil type is used to determine if the material is sensitive toliquefaction

Boolean

Unsaturated unitweight

Onverzadigd volumegewicht

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

Ovendry unitweight

(Oven) droog volumegewicht

Ovendry unit weight kN/m3

Saturated unitweight

Verzadigd volumegewicht

Saturated unit weight (below the water level) sat kN/m3

Unit weight ofgrains

Volume gewicht vankorrels

Unit weight of grains sand kN/m3 26.5 or26.25

Fine diameterD15

Fijne diameter D15 Grain size D15 micro m

Median diameterD50

Gemiddelde diameterD50

Median grain size D50 micro m

Relative density Relatieve dichtheid Relative density: R = (n – n)/(n – n )n max max min Rn – 0.60

Minimum porosity Minimale porositeit Minimum porosity nmin – 0.30

Maximum porosity Maximale porositeit Maximum porosity nmax – 0.55

Porosity Porositeit Porosity n – 0.40

Evoldm0 Evoldm0 Value of at mean effective stress p .vol;dm 0 vol;dm0 – 1

Smax Smax Maximum value of s. The value of s matches the friction anglemax, through equation: s = 6 sin / (3 - sin )max

smax – 1.4

S2 S2 Value of s at maximum contraction s2 – 1.3

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

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

max

m – 2

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

max

r – 7

u u Parameter describing the influence of p’ on Ks defined inequation: Ks = Ks0 (p' / p ')0

u

u – 1

v v Parameter describing the influence of p' on vol , defined inCON dmequation:

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

v – 1.25

Calculation parameters

Water

Name in English Name in Dutch Description Symbol Unit Default

Water level Niveau water The water level. Zwater m 0

Unit weight of water Soortelijk gewicht water The unit weight of water. w kN/m3 9.81

Parameters for the Detailed (TR) check

Calcualtion parameters


Required probability offailure

Toelaatbare faalkans Required probability of failure 1:njaar

4000

Percentage p.o.f. flow slide Percentage faalkanszettingsvloeiing

Percentage of probability of failure by flowslide

% 1

Model factor Modelfactor m – 1.5

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

Critical erosion length Kritische erosie lengte The critical legth for erosion – 0

Considered dike length Beschouwde dijk lengte Length of the dike section L

trajectlengte

m 600

Probabilistic calculation parameters

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

Name in English Name in Dutch Description Symbol Unit

Relative height upperpart

Relatieve hoogte bovenstedeel

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

D/H –

Slope lower part Helling laagste deel The slope of the lower part. –

Slope upper steeppart

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

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

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

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

Stochastic parameter Unit Mean Standard deviation Distribution

Relative height upper part – 0.430 0.043 Normal

Slope lower part – 15.9 1.59 Normal

Slope upper steep part – 2.6 0.26 Normal

Area ratio – 1.40 0.14 Deterministic

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

Name inEnglish

Name in Dutch Description Symbol Unit Default

Saturationrate

Verzadigingsgraad

Degree of saturation Sr – 0

Grid points X Aantalrasterpunten X

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

Grid points Y Aantalrasterpunten Y

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

Fill holes Vul gaten If true, considers the stable points surrounded withD-FLOW SLIDEunstable points as unstable.

Boolean True

Parameters for the advanced check on breaching (HMTurb)

Initialization parameters


Thickness top m 0.5

Froude Froude – 2

Concentration Concentratie % 12

Minimale kritische hoogte m 0.1

Maximale kritische hoogte m 1

Interval m 0.1

Physical constants

Symbol Description Unit Default

a_1_n0 Constant in erosion model. Default is 1. – 1

Aeros Constant in erosion model. Default is 0.018. – 0.018

Beros Constant in erosion model. Default is 1.3. – 1.3

d50d15 Ratio of mean to fine sand grain size. Default is 1.75. – 1.75

dn Porosity increase during dilatancy. Default is 4%. – 0.04

f0 Darcy-Weisbach bed friction coefficient. Default is 0.05. – 0.05

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

i Hydraulic gradient. Default is 0. – 0

phi Sand slope angle of repose. Default is 32º. º 32

rk3 Constant in entrainment model. Default is 0.0015. – 0.0015

temp Water temperature. Default is 15ºC. ºC 15

D-Flow Slide - VerificationContents

HomeBackground


Group 1Group 2Group 3Group 4Group 5


Deltares Systems commitment to quality control and quality assurance has leaded them to develop a formal and extensive procedure to verify thecorrect working of all of their geotechnical engineering tools. An extensive range of benchmark checks have been developed to check the correctfunctioning of each tool. During product development these checks are run on a regular basis to verify the improved product. These benchmarkchecks are provided in the following sections, to allow the users to overview the checking procedure and verify for themselves the correctfunctioning of .D-FLOW SLIDEThe benchmarks for Deltares Systems are subdivided into five separate groups as described below:

Group 1 – Benchmarks from literature (exact solution)Simple benchmarks for which an exact analytical result is available from literature.Group 2 – Benchmarks from literature (approximate solution)More complex benchmarks described in literature for which an approximate solution is known.Group 3 – Benchmarks from spreadsheetsBenchmarks which test program features using Excel spreadsheets.Group 4 – Benchmarks generated by the program itselfBenchmarks for which the reference results are generated using .D-FLOW SLIDEGroup 5 – Benchmarks compared with other programsBenchmarks for which the results of are compared with the results of other programs.D-FLOW SLIDE

As much as software developers would wish they could, it is impossible to prove the correctness of any non-trivial program. Re-calculating all thebenchmarks and making sure the results are as they should be will prove to some degree that the program works as it should. Nevertheless therewill always be combinations of input values that will cause the program to crash or produce wrong results. Hopefully by using the verificationprocedure the number of times this occurs will be limited.The benchmarks will all be described to such detail that reproduction is possible at any time. In some cases, when the geometry is too complex todescribe, the input file of the benchmark is needed. The results are presented in text format with each benchmark description.The input files belonging to the benchmarks can be downloaded from those pages.

Overview of the benchmarks

Legend:

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

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

Group Inputfile(*.fsx)

Title Global(VTV)

Simple(CUR-113)

Detailed(TR)

Advanced(SLIQ2D)

Advanced

(HMTurb)

1 bm1-1 Study Case described in Technisch Rapport VoorlandZettingsvloeiing





http://publicwiki.deltares.nl/display/GEO/D-Flow+Slide+-+Group+1








https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm1-1.fsx?version=1&modificationDate=1351518815000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/Technisch+Rapport+Voorland+Zettingsvloeiing.doc?version=1&modificationDate=1351517359000


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

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

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

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

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

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

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

bm3-1e Global check with traject: step 1 = Yes, step 2 = Yes (Failed)

4 bm4-1 Test on the level indicator

bm4-2 Test on the units

5 bm5-1a Comparison with SLIQ2D - Case LGZM1

bm5-1b Comparison with SLIQ2D - Case LGZM2

bm5-1c Comparison with SLIQ2D - Case LGZM3

bm5-1d Comparison with SLIQ2D - Case LGZM4

bm5-1e Comparison with SLIQ2D - Case SIMPLETA

bm5-1f Comparison with SLIQ2D - Case LG1D5N5H

bm5-1g Comparison with SLIQ2D - Case HBPZBUI3

bm5-2 Comparison with SLIQ2D-Windows - 2 layers partiallysaturated

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

bm5-4 Comparison with HMBreach/HMTurb - 1 layer

bm5-5 Comparison with HMBreach/HMTurb - 2 layers

a The detailed check with not succeeds whereas it should succeed acc. to the benchmark.D-FLOW SLIDE

D-Flow Slide - Group 1Contents

HomeBackground







https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1a.fsx?version=1&modificationDate=1351518815000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1b.fsx?version=1&modificationDate=1351518835000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1c.fsx?version=1&modificationDate=1351518835000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1d.fsx?version=1&modificationDate=1351518835000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1e.fsx?version=1&modificationDate=1351518835000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1f.fsx?version=1&modificationDate=1351518835000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/77240220/bm5-1g.fsx?version=1&modificationDate=1351518847000















Group 1: Benchmarks from literature (exact solution)

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

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

Description

The example given in "Annex A - Case Study" of the Deltares report 1200503-001-GEO-0004 "Concept Technisch Rapport VoorlandZettingsvloeiing" of G.A. van den Ham & Co is used.In this example, both global and detailed checks are completed on the basis of a (fictitious) dike section, which with regard to geometry and soilstructure is typical of the Southwest Delta.The dike has a height of NAP+5 m, a crest width of 3 m and a slope of 1:3.The foreshore begins to imaginary toe of the dike at an elevation of NAP and is 60 m wide. The toe of the trench is NAP-15 m and has a slope of1:6. The dike section is 800 m long. The phreatic level is at NAP-2 m.The soil profile is as follows:

from NAP+3.5 m to NAP+1 m: peatfrom NAP+1 m to NAP-5 m: silty clayfrom NAP-5 m to NAP-18 m: moderately to loosely compacted sand (Calais)from NAP-18 m to NAP-30 m: densely compacted sand

Benchmarks results

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

D-Flow Slide results

Results of benchmark 1-1 for the Global Check

Unit Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

Marge [m] 35 35 0.00%

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

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

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? Yes Yes

Step 2: Artificially underwater installed and non-compacted sandy foreshore? No No

Step 4: Is liquefaction possible on the basis of the geometry? Yes Yes

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

Result of the Global Check Failed Failed

Results of benchmark 1-1 for the Detailed Check


Fictive channel depht (H )r [m] 21.571 21.571 0.00 %

Fictive slope (cotan )r [-] 10.500 10.500 0.00 %

Probability of liquefaction [-] 2.93 × 1E-03 2.93 × 1E-03 0.00 %

Representative probability of failure [-] 3.52 × 1E-03 3.52 × 1E-03 0.00 %

[-] 3.749 3.749 0.00 %

P(L > L )allowable [-] 8.87 × 1E-05 8.86 × 1E-05 0.08 %

Probability of failure [-] 3.12 × 1E-07 3.12 × 1E-07 0.00 %

Allowable probability of failure [-] 2.50 × 1E-06 2.50 × 1E-06 0.00 %

Result of Detailed Check Succeeded Succeeded


HomeBackground




Group 2: Benchmarks from literature (approximate solution)

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

km 63.9 (Nieuw Beijerland)km 65.0 (between Oud Beijerland and Nieuw Beijerland)km 67.8 (Oud Beijerland)

As the details of the calculation performed by hand are not available, those benchmarks are set in group 2.













2.1. Spui dike at km 63.9 (Nieuw Beijerland)

Description

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

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

Toplevel (mNAP)

Material Formation Sensitive

to liquef.

D r(%)

n (%)

n min

(%)

n max

(%)

unsat(kN/m)3

sat(kN/m)3

grains(kN/m)3

D 50(mm)

D 15(mm)

(deg)

c (kPa)

Grondlevel

Clay Dunkirk /anthropogenic

No 18 18 26.5 25 0

-0.5 Clay/Sand Dunkirk No 18 18 26.5 25 0

-6.5 Peat Holland No 10 10 26.5 25 0

-7.5 Clay Calais No 18 18 26.5 25 0

-8.5 Sandclayey/Sand

Calais Yes 35 45 36.5 49.5 19 19 26.5 0.160 0.080 25 0

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

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

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

The other calculation parameters used are:

Water level: 0.9 mRequired probability of failure of the dike: 1:4000Percentage probability of failure byliquefaction: 1 %Model factor: 1Area ratio (c = A /A ): 1.42 1Standard deviation cot(gamma): 4.6Considered dike length: 100 m

Benchmark results

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

D-FLOW SLIDE results

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

Method Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

Global check Failed Failed

Detailed check Failed Failed

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

Description

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

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

Benchmark results

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


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


Global check Passed Passed

Detailed check Passed Passed

2.3. Spui dike at km 67.8 (oud Beijerland)

Description

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

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

Top level

(m NAP)

Material Formation Sensitive

to liquef.

D r(%)

n (%)

n min

(%)

n max

(%)

unsat(kN/m)3

sat(kN/m)3

grains(kN/m)3

D 50(mm)

D 15(mm)

(deg)

c (kPa)

Grondlevel

Clay Dunkirk /anthropogenic

No 18 18 26.5 25 0

-0.5 Clay/Sand Dunkirk No 18 18 26.5 25 0

-4 Peat Holland No 10 10 26.5 25 0

-5 Clay Calais No 18 18 26.5 25 0

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

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

Benchmark results

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


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


Global check Failed Failed

Detailed check Passed Failed


HomeBackground




Group 3: Benchmarks from spreadsheets

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

3.1 Test of all possible trajectories of the Global check

Description

This benchmark tests all possible trajectories according to the Global check. Those trajectories are:

Case A: step 1 = No Global check passedCase B: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = No Global check passedCase C: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = Yes, step 5 = No Global check passedCase D: step 1 = Yes, step 2 = No, step 4 = Yes, step 5 = Yes Global check failedCase E: step 1 = Yes, step 2 = Yes Global check failed













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

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

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

For case D, the same input as benchmark 1-1 (see ) is used.group 1

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

Benchmarks results

Hereafter are given the analytical results per case.

Case A:

Channel depth: H = 15 mThickness of the sensitive layer: H = 10 mvwMarge = 2 H + 1.5 (H - H ) = 27.5 mvw vw

Slope of the observation profile: 1:15Assessment level: Z = -10 mX = 72.5 mSsignX = 30 mSzv

D-Flow Slide results

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

Results of benchmark 3-1 for case A

Benchmark D-FLOW SLIDE Relative error

Marge xxx xxx xxx

Assessment level xxx xxx xxx

X-coordinate of the observation point Ssign xxx xxx xxx

X-coordinate of the liquefaction point SZV xxx xxx xxx

Step 1: Is liquefaction damaging on basis of geometry? No No

Result of the Global check Passed Passed

Results of benchmark 3-1 for case B


Marge xxx xxx xxx






Step 4: Is liquefaction possible on the basis of the geometry? No No


Results of benchmark 3-1 for case C


Marge xxx xxx xxx







Step 5: Are there any sensitive to liquefaction layers present? No No


Results of benchmark 3-1 for case D


Marge xxx xxx xxx







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

Result of the Global check Failed Failed

Results of benchmark 3-1 for case E


Marge xxx xxx xxx





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

Result of the Global check Failed Failed


Home


Background




Group 4: Benchmarks generated by the program itself

This section contains tests for which the reference results are generated with .D-FLOW SLIDE

4.1 Test on the level indicator

Description

To check that the level indicator is correctly inputted in , the results of the two following calculations should lead to the sameD-FLOW SLIDEresults:

Benchmark 4-1a uses the same input as benchmark 1-1a, refer to paragraph 1.1 in .group 1Benchmark 4-1b uses the same input as benchmark 4-1a except that the Z-coordinates of the geometry are shifted by -20 m so that allpoints have a negative Z-coordinate.


4.2 Test on the units

Description

In the Units tab of , it is possible to specify the unit of different parameters:D-FLOW SLIDE

Fraction: -, %, / or ppmooo

Length: m, mm, cm, inch, ft or kmTiny length: xxxmAngle: deg, rad, grad, tan or cotWeigth: kN/m , N/m , lb/in , MN/m , lb/ft3 3 3 3 3

Pressure: kN/m , N/m , Pa, kPa, MPa, kN/cm , psi2 2 2

Permeability: m/s, m/min, m/hr, m/day

To test the correctness of the convertion , 7 benchmarks are created using the following set of units:

Benchmark name Fraction unit Length unit Tiny length unit Angle unit Weigth unit Pressure unit Permeability unit

bm4-2a m xxxm deg kN/m3 kN/m2 m/s

bm4-2b % mm xxxm rad N/m3 N/m2 m/min

bm4-2c /ooo

cm xxxm grad lb/in3 Pa m/hr

bm4-2d ppm inch xxxm tan MN/m3 kPa m/day

bm4-2e ft xxxm cot lb/ft3 MPa m/s

bm4-2f km xxxm deg kN/m3 kN/cm2 m/s

bm4-2g m xxxm deg kN/m3 psi m/s

D-Flow Slide - Group 5












Contents

HomeBackground




Group 5: Benchmarks compared with other programs

5.1 Comparison with SLIQ2D (DOS and Windows) - One fully saturated layer with variable slope angle

Description

The benchmarks in this paragraph are intended to verify the advanced method by comparing results with those from the olderD-FLOW SLIDEprogram , using both DOS and Windows versions of this program.SLIQ2DBecause of the limitations in the DOS version of , only one fully saturated layer is inputted. The geometry and the material properties forSLIQ2Deach cases are given in the table below.The original slope angle is 1:1.25 and is set to "variable" so that the program will search (for each point) for the most unfavorable slope.

Case Soiltype

Slopeheight (m)

Slopeangle

n (%)

n min

(%)

n max

(%)

voldm0

(-)

m (-)

r (-)

s 2(-)

s max

(-)

v (-)

k so(kN/m)2

u (-)

(kN/m)3

D r(%)

bm5-1a Sandclay

21.9 1:1.25 45.5 50 35 0.0025 1.7 7 1.28 1.7 1 50000 1 8.856 30

bm5-1b Sandclay

21.9 1:1.25 45.5 50 35 0.0035 1.7 7 1.28 1.7 1 50000 1 8.856 30

bm5-1c Sandclay

21.9 1:1.25 45.5 50 35 0.005 1.7 7 1.28 1.7 1 50000 1 8.856 30

bm5-1d Sandclay

21.9 1:1.25 45.5 50 35 0.006 1.7 7 1.28 1.7 1 50000 1 8.856 30

bm5-1e Seasand

10 1:1.25 47.4 50 37 0.0092 3 7 1.23 1.35 1 39460 1.33 8.547 20

bm5-1f Sandclay

20.9 1:1.25 40.2 50 35 0.0022 1.7 7 1.18 1.4 1 85000 1 9.717 65.333

bm5-1g Seasand

22 1:1.25 45.5 50 35 0.0054 2 7 1.25 1.4 1.25 50000 1 8.856 30

Benchmark results

In only the value of the tangent angle is available in the output. The other parameters (such as Ko, the normal stress p and theSLIQ2D-Windowsdeviatoric stress q) are not saved and can only be red on the screen, making the comparison difficult. Nota also that the automatic generation ofthe variable values of the slope angle used by is not exactly the same as in or (which use 2SLIQ2D-DOS SLIQ2D-Windows D-FLOW SLIDEextra slopes compared to : 1:1.4 and 1:1.3). The figures below show the critical slope angles, for each calculated points.SLIQ2D-DOS

Results of - Overview of the unstable points:SLIQ2D-Windowsbm5-1a:













bm5-1b:

bm5-1c:

bm5-1d:

bm5-1e:

bm5-1f:

bm5-1g:

Results of - Values of the critical slope angle for each calculated point:SLIQ2D-Windowsbm5-1a:

bm5-1b:

bm5-1c:

bm5-1d:

bm5-1e:

bm5-1f:

bm5-1g:


Maximum relative error between and :SLIQ2D-DOS D-FLOW SLIDE

Case Slope angle at which instability occurs (Tan ) Tan p K0;p Normal stress p Deviatoric stress q

bm5-1a 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

bm5-1b 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

bm5-1c 0.00 0.54 0.13 0.00 0.00

bm5-1d 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

bm5-1e 0.00 0.00 0.15 0.00 0.02

bm5-1f 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

bm5-1g 0.00 0.00 0.12 0.00 0.02

Results between and are exactly the same for the tangent angle, as show in the table below.SLIQ2D-Windows D-FLOW SLIDE

Maximum relative error between and for the tangent angle:SLIQ2D-Windows D-FLOW SLIDE

Case Tan

bm5-1a 0.00 %

bm5-1b 0.00 %

bm5-1c 0.00 %

bm5-1d 0.00 %

bm5-1e 0.00 %

bm5-1f 0.00 %

bm5-1g 0.00 %

5.2 Comparison with SLIQ2D-Windows - 2 layers partially saturated with fixed slope angle

Description

This benchmark is intended to verify the advanced method by comparing results with those from the older program D-FLOW SLIDE, for a 21 m height channel composed of 2 layers where the top layer is partially saturated. The slope of the channel is fixed toSLIQ2D-Windows

1:3.333 (i.e. Tan = 0.3).

Layer Height

(m)

Soil type n (%)

nmin

(%)

nmax

(%)

voldm0

(-)

m (-)

r (-)

s 2(-)

smax

(-)

v (-)

k so

(kN/m )2

u (-)

(kN/m )3

D r(%)

Top sand 12 Sand clay 45.5 50 35 0.006 1.7 7 1.28 1.7 1 50000 1 8.856 30

Bottom sand 9 Sand clay 47.4 50 37 0.0092 3 5 1.23 1.35 1.25 39460 1.33 6.312 20

Benchmark results

Results of for bm5-2 - Overview of the unstable points:SLIQ2D-Windows


Results between and are exactly the same for all calculated parameters, as shown in the table below.SLIQ2D-Windows D-FLOW SLIDE

Maximum relative error between and :SLIQ2D-Windows D-FLOW SLIDE

Parameter Max. relative error (%)

Tan p 0.00

K0;p 0.00

Normal stress p 0.00

Deviatoric stress q 0.00

5.3 Comparison with DZettingsVloeiing - Study Case described in "Technisch Rapport VoorlandZettingsvloeiing"

Description

This benchmark is intended to verify the detailed method by comparing results with those from the program .D-FLOW SLIDE DZettingsVloeiingThe same input as in benchmark 1-1 is used.

DZettingsVloeiing results

Input and Results of for bm5-3 (= bm1-1):DZettingsVloeiing


Results of and are exactly the same for all calculated parameters, as shown in the table below.DZettingsVloeiing D-FLOW SLIDE


Fictive channel depth Hr [m] 21.6 21.6 0.00 %

Representative probability of failure P(ZV) [/km/year] 3.5 × 1E-03 3.5 × 1E-03 0.00 %

P(L > L )allowable [-] 8.9 × 1E-05 8.9 × 1E-05 0.00 %

Probability of failure [-] 3.1 × 1E-07 3.1 × 1E-07 0.00 %

Allowable probability of failure [-] 2.5 × 1E-06 2.5 × 1E-06 0.00 %

Result of Detailed Check Succeeded Succeeded

LiteratureContents

HomeBackground










Overview of the Literature

Click on the title of the document to download it.

Title Authors Year

KPP Meerlaagsveiligheid: Emergency responseInventarisatie van wereldwijd beschikbare snelle reparatietechnieken en/ofnoodmaatregelen bij dijkbressen

U. Forster 2011

Stability of sandy and silty under water slopes Deltares 2011

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

2011

Voorschrift Toetsen op Veiligheid - Primaire Waterkeringen Ministerie van Verkeer en Waterstaat 2006

CUR-Aanbeveling 113 - Oeverstabiliteit bij zandwinputten - Deel A: Aanbevelingen CUR-commissie C130 'Zandwinputten entaludstabiliteit'

July 2008

CUR-Aanbeveling 113 - Oeverstabiliteit bij zandwinputten - Deel O: Onderbouwing CUR-commissie C130 'Zandwinputten entaludstabiliteit'

July 2008

User Manual SLIQ2D G.A. van den Ham, M.B. de Groot 2009

Oeverstabiliteit bij verdieping waterbodemsRekenmodel HMBreach Delft Cluster report

D.R. Maasterbergen September2009

Resultaten van het vooroeveronderzoek langs de Zeeuwse stromenRijkswaterstaat, Nota 75.2

Wilderom January1979

Flow slides in the Netherlands: experience and engineering practiceCanadian Geotechnique Journal 32, pp 1086 – 1092

F. Silvis & M.B. de Groot 1995

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/Snelle+reparatietechnieken+voor+dijkbressen.pdf?version=1&modificationDate=1351071981000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/PB_Stability+of+sandy+and+silty+under+water+slopes.pdf?version=1&modificationDate=1351072070000



https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/CUR+C130+Aanbevelingen.pdf?version=1&modificationDate=1351516909000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/CUR_C130_Onderbouwing.pdf?version=1&modificationDate=1351516909000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/Manual_Sliq2D.pdf?version=1&modificationDate=1351698243000

https://publicwiki.deltares.nl/download/attachments/90409971/DC+04+43+11+oeverstabiliteit+HMBreach.pdf?version=1&modificationDate=1353879477000

Documents

SBW Faalmechanismen in losgepakt zand