Dwarskrachten kraagconstructie20132Dwarskrachtenkraagconstructie1Zettingsgedrag en de capaciteit van mootvoegen in zinktunnels (2)Dwarskrachten kraagconstructie 2013 3mootvoeg mootlandhoofdlandhoofdanalyse 1analyse 2sluitvoegmootvoeg2DC23Liggermodel en dwarskrachtenIn het eerste artikel is toegelicht dat als casestudy bij het afstu-deeronderzoek [1] is gekozen voor de Kiltunnel, waarbij detijdens het ontwerp veronderstelde kettinglijn zich nietconform de verwachtingen heeft ontwikkeld.De krachtsverdeling in lengterichting van deze tunnel is hetgevolg van de interactie van de tunnel met de omliggendegrond en het water. Uit de zettingslijnen (waarin knikken tezien zijn ter plaatse van de voegen) blijkt dat de moten zijn tebeschouwen als oneindig buigstijve liggers verbonden doorrotatieveren die de mootvoegen en de zinkvoegen (elementvoe-gen) representeren (fig. 2). De zettingslijn kan worden gebruiktom de dwarskracht te berekenen die ontstaat door de verticaleverhinderde vervorming tussen de moten. Stijfheidsrelaties inde vorm van moment-rotatierelaties zijn voor de zink- enmootvoegen bepaald. Voor de mootvoegen is gebruikgemaaktvan een bestaand model [3]. De rotatiestijfheid van de moot-voegen is berekend uit het gedrag van een doorsnede die alleendrukspanningen kan opnemen. Verondersteld is dat de rekkenin de doorsnede een invloedsgebied aan weerszijden van eenmootvoeg hebben ter grootte van de tunnelhoogte (vergelijk deSaint Venantse storingszone). De discrete verplaatsingen zijndus gelijk aan de rek in de mootvoeg vermenigvuldigd mettweemaal de tunnelhoogte. De voegrotatie wordt berekend uitde discrete verplaatsingen en de lengte van het invloedsgebied.Door de waterbelasting tijdens de bouwfase staan de voegenonder uitwendige druk. Die voorspankracht neemt doorrelaxatie af tot circa 60% van de initi?le waarde [7]. Om ook deinvloed van de resulterende waterdruk op het tunnelgedrag teonderzoeken, zijn berekeningen uitgevoerd met een voorspan-kracht die 50% en 75% van de initi?le waarde bedraagt. Derotatiestijfheid van een mootvoeg blijkt in de orde van groottevan 100 keer zo groot te zijn als de rotatiestijfheid van eenzinkvoeg.In het liggermodel is alleen tunnelelement 2 (fig. 13 uit [2])gemodelleerd. Het element sluit aan op een landhoofd entunnelelement 3. De onzekerheid van de oplegconditie van hetlandhoofd is in rekening gebracht door twee uiterste gevallenvoor de translatievrijheid in verticale richting te beschouwen:Zettingen en rotaties van zinktunnels hebben invloedop de kraagconstructies tussen tunnelmoten. Uit dezerotaties kunnen dwarskrachten in de kraagconstructiesworden afgeleid. Het is de vraag of de kraagconstruc-ties de dwarskrachten kunnen opnemen en de moot-voegen de rotaties kunnen ondergaan. In een afstu-deerstudie is dit probleem onderzocht aan de hand vande bestaande Kiltunnel. Dit onderzoek wordt in tweeartikelen beschreven (zie kader).ir. Ivar Schols1)Royal HaskoningDHVdr.ir.drs. Ren? BraamTU Delft, fac. CiTG, Adviesbureau ir.J.G. Hageman BVdr.ir. Adri VervuurtTNO1 Afzinken van een tunnelelement2 Liggermodel van de tunnel3 Liggermodel van tunnelelement 2 (links de aansluiting op het landhoofd;rechts de aansluiting op de zinkvoeg van tunnelelement 3) met twee verschil-lende randvoorwaarden bij het landhoofd; gemarkeerd is mootvoeg 2DC waarde grootste rotatie is opgetreden1) Het hier beschreven onderzoek is als afstudeerproject door Ivar Schols uitgevoerdbij TNO, namens de TU Delft. In de afstudeercommissie hadden, naast medeau-teurs Ren? Braam en Adri Vervuurt, de volgende personen zitting: prof.dr.ir.Dr.-Ing. E.h. J.C. Walraven (TU Delft, voorzitter), dr.ir. C.B.M. Blom (TU Delft,Ingenieursbureau Rotterdam) en dr.ir. M.A.N. Hendriks (TU Delft). Het onder-zoek is begeleid door een InfraQuest-commissie waarin tevens zitting hadden:dr.ir. K.J. Bakker (TU Delft, WAD43 bv), ing. B.H.M. Hendrix PMSE (RWS) enir. G.M. Wolsink (RWS).ArtikelenserieHet onderzoek naar het zettingsgedrag en decapaciteit van mootvoegen in zinktunnels wordtin twee artikelen beschreven. In het eerste deel is ingegaan ophet zettingsgedrag van zinktunnels en de gevolgen die zettingenkunnen hebben voor de kraagconstructies tussen moten. Hetzettingsgedrag van de Kiltunnel is nader beschreven en onder-zocht. Dit eerste artikel is te raadplegen op www.cementonline.nl.In dit tweede artikel wordt ingegaan op de dwarskrachten en deweerstand van de kraagconstructie van de Kiltunnel.Om dit verhaal goed te kunnen begrijpen, is het van belang ookhet eerste artikel te raadplegen. In deze tekst wordt ook naarfiguren uit het eerste artikel verwezen.Dwarskrachten kraagconstructie20134belastinglandhoofd mootvoeg 2EDmootvoeg 2DCmootvoeg 2CB mootvoeg 2BA tunnelelement 3zettingslijnbedding7355 762624818886317V = 888 kN V = 2481 kN2D 2D2C 2C4564 Liggermodel: belasting en aangepaste bedding voor het verkijgen van degewenste zettingslijn5 Omhullende dwarskrachtenlijn van tunnelelement 2 (in kN)6 Dwarskrachtbelasting op mootvoeg 2DC inclusief vervormingsteken (moot 2D:binnenkraag; moot 2C: buitenkraag)uitgevoerd bij de Kiltunnel. De mogelijke extra normaalkrachtdoor het opspannen van de moten is in het onderzoek dan ookverder buiten beschouwing gelaten.Vanwege het verschil in oplegcondities bij het landhoofd(analyses 1 en 2) en de waterdruk die 50% en 75% van de initi-ele waarde is (% van de waarde die kan worden ontleend aan dekracht door de gesommeerde waterdrukken op een kopschottijdens de bouwfase), worden met het liggermodel vier uitkom-sten verkregen. Figuur 5 geeft de omhullende dwarskrachten-lijn van tunnelelement 2. De dwarskracht in mootvoeg 2DC(de `probleemvoeg') ligt tussen -0,9 MN en +2,5 MN (fig. 6).De richting van de dwarskracht bepaalt welk gedeelte van dekraagconstructie (dak of vloer, fig. 9 uit [2]) wordt belast. Demaximale dwarskrachten in het tunnelelement zijn -6,3 MN(mootvoeg 2CB) en +7,6 MN (in moot 2D). De -6,3 MN treedtop in een mootvoeg waarin geen rotatie optreedt.Detaillering mootvoegenNa het uitvoeren van de liggerberekeningen is bekend welkedwarskrachten kunnen optreden in een mootvoeg. Een dwars-kracht belast de kraagconstructie in vloer of dak. Het gedrag endraagvermogen van de kragen is nader geanalyseerd. Daaromwordt nu eerst beschreven hoe de kragen van de mootvoegenzijn gedetailleerd.In figuur 7 en figuur 8 is de wapeningsconfiguratie van dekraagconstructie van mootvoeg 2DC in het dak, respectievelijkde vloer weergegeven. De in het vlak van de figuren getekendewapening in vloer en dak zijn haarspelden ?16-200. Het opleg-vlak van de tand is 250 mm lang. Het horizontale voegvlak vande kraagconstructie in de vloer is voorzien van een hechtlaagen 2 mm asfaltbitumen. De voegvlakken van de kraagconstruc-tie in het dak zijn ingewassen met cementspecie. Opvallend ishet verschil in tandhoogte van de kragen. Het dak (dikte1250 mm) is gedeeld in kragen met een hoogte van 500 mm en750 mm (binnenkraag, resp. buitenkraag); de vloer (dikte1560 mm) is gedeeld in kragen met een nagenoeg gelijkehoogte (800 mm, resp. 760 mm). Het waterafdichtingsprofiel is(analyse 1) een rotatieveer met vrije verticale verplaatsing en(analyse 2) een rotatieveer met verhinderde verticale verplaat-sing. In werkelijkheid treedt de verticale translatie niet vrij op,noch wordt deze volledig verhinderd; de werkelijke oplegcon-ditie ligt er tussenin.Bij de aansluiting op tunnelelement 3 is vanwege de vervor-mingscapaciteit van de zinkvoeg gekozen voor een rotatieveer.De zinkvoegen zijn in verticale zin verdeuveld en hebben daar-door een beperkte verticale translatievrijheid. In het model isverondersteld dat verticale translatie vrij kan optreden in dezinkvoeg tussen elementen 2 en 3. In de berekening zijn dus dein figuur 3 weergegeven staafmodellen gebruikt.De beddingseigenschappen van de ondergrond en de mate vanondersteuning van de tunnelelementen zijn niet bekend.Daarom is geen directe relatie tussen de zettingslijn van en dekrachtsverdeling in de tunnel bekend. Om desondanks resulta-ten te verkrijgen, zijn aannamen gedaan. De werkwijze voor debepaling van de krachtsverdeling is als volgt. Voor de opleg-druk van de tunnel wordt een schatting gedaan. Deze waardewordt als lijnbelasting in het liggermodel ingevoerd. Voor debeddingswaarden wordt een aanname gedaan. Na een eersteniet-lineaire analyse wordt een bepaalde zettingslijn gevonden.De beddingsconstante wordt nu lokaal zodanig aangepast datde gewenste zettingslijn wordt gevonden (fig. 4).Bij het optreden van zettingen ondergaat de tunnel mogelijk alsgeheel een beweging in lengterichting. De grootte van dezebeweging hangt onder andere af van de oplegcondities bij delandhoofden, de lengte van de tunnel, de grootte van devoegrotaties en de mate waarin de tunnel zelf verplaatsingenkan opnemen. Translatiemetingen zijn benodigd om de matevan opsluiting van de tunnel te bepalen. Deze zijn echter nooitDwarskrachten kraagconstructie 2013 52C2C2D2D250250750760500800787 Wapeningsconfiguratie van de kraagconstructie in het dak (maten in mm)8 Wapeningsconfiguratie van de kraagconstructie in de vloer (maten in mm)De berekeningen zijn uitgevoerd voor de vier tandconstructiesdie in de vloer en het dak aanwezig zijn. De resultaten voor deverwachte sterkte van de kragen zijn (resultaat per 1 m tand-lengte in dwarsrichting, dus in de richting loodrecht op hetvlak van de figuur):dak ? buitenkraag = 1,3 MN/mdak ? binnenkraag = 0,8 MN/mvloer ? binnenkraag = 1,1 MN/mvloer ? buitenkraag = 1,2 MN/mDe weerstand van het dak (ca. 0,8 MN/m) wordt bepaald doorde binnenkraag. Dat was bij de beperkte tandhoogte (500 mm)ook verwacht. De kraagweerstand in de vloer is circa 1,2 MN,waarbij sprake is van een beperkt verschil tussen de binnen- ende buitenkraag.Bij het vergelijken van de weerstand en de optredende dwars-kracht moet de vraag worden beantwoord over welke lengtede kraag bijdraagt. In figuur 10 is schematisch aangegeven dateen tand nabij een wand stijver reageert en dus dwarskrachtnaar zich toetrekt. De meewerkende kraagbreedte is metverschillende voorschriften berekend. Het resultaat is eenmeewerkende breedte van 3,5 m bij een eindwand en 6,0 mbij de middenwand. Een vergelijking van de dwarskracht(fig. 5) en de berekende weerstand wijst uit dat2481 kN : 0,8 MN/m = 3 m kraagbreedte benodigd is om depositieve dwarskracht op te nemen; 888 kN : 1,2 MN/m = circa1 m om de negatieve dwarskracht in de vloer op te nemen. Eenvergelijking van de benodigde en de berekende meewerkendekraagbreedte (fig. 10) geeft aan dat geen sterkteproblemen zijnte verwachten. Hierbij moet nog wel de kanttekening wordengemaakt dat het optreden van rotaties om de lengteas van detunnel (`torsie') mogelijk is, waardoor de tunnel gaat `dragen' opde hoeken van de kraag. Die rotaties zijn niet onderzocht, maarer lijkt geen sprake te zijn van een tekort aan weerstand.EEM analyses ? Tunneldoorsnede met tussenwanden meewerkende kraagbreedteUitgangspunten modelleringIn de voorgaand beschreven analyses is alleen de tand gemo-delleerd. De kracht die op de tand wordt uitgeoefend, moetworden opgenomen in de rest van de constructie. Daarom is inopvolgende analyses een gedeelte van de gehele constructiegemodelleerd, te weten de tussenwand met de bijbehorendemeewerkende vloer- en dakdelen (fig. 10).De navolgend beschreven analyses hebben dus betrekking opeen tussenwand. Zoals eerder vermeld, is de schade in deKiltunnel opgetreden bij een buitenwand. Bij het analyserenvan de kraagconstructie nabij een tussenwand kan gebruikworden gemaakt van de zettingen over de lengteas van dein de buitenkragen aanwezig en onderbreekt daar de wapening.Het gebruikte wapeningsstaal is QRn40 (minimale karakteris-tieke vloeigrens 400 N/mm2; minimale karakteristieke trek-sterkte 500 N/mm2).EEM analyses ? Kraagconstructie in detailHet gedrag van de kraagconstructie is met het eindige-elemen-tenpakket ATENA onderzocht. Van de doorsnede is een2D-model gemaakt. Het betonstaal is als discrete staven metperfecte aanhechting (geen slip staal t.o.v. beton) ingevoerd. Deelementdikte is gelijk aan de staafafstand. De wrijvingsco?ffici-ent van beton op beton is gevarieerd van 0,5 tot 1,0 omdat overde uitvoeringswijze geen precieze gegevens beschikbaar zijn.Door het opnemen van de wrijvingsco?ffici?nt in het modelworden mogelijke schuifkrachten tussen de voegvlakken in deberekeningen meegenomen.Om krachtinleidingseffecten te voorkomen, zijn de vloer en hetdak gemodelleerd als uitkragende liggers met een lengte gelijk aantweemaal hun hoogte. De berekening is verplaatsingsgestuurduitgevoerd, waarbij is gestuurd op de verticale verplaatsing van hetuiterste punt van de tand. De belasting is als gelijkmatig verdeeldebelasting op het horizontale vlak van de tand aangebracht.Figuur 9 geeft een resultaat voor de buitenkraag in de vloer. In dekeel van de tand ontstaan haarscheuren die plotseling een door-gaande scheur onder een hoek van ongeveer 45? vormen.Dwarskrachten kraagconstructie20136L = 2HHmeshverfijndmacro-element 1lineaire spanningsverdeling over de lengte van de kraagscheuren raken niet aan het macro-element-grensvlak of aan de randvoorwaardedrukspanningsconcentratie raaktniet aan de randvoorwaardederichtingvandehoofddrukspanningishorizontaalmonitoringspuntmacro-element 2(verhoogde treksterkte)9a 9b9 Model van de buitenkraag in de vloer (a) enscheurvorming en hoofddrukspanningen (b)voor een voeg die geen rotatie ondergaat. Zie figuur 5 voor degehele dwarsdoorsnede: positieve dwarskracht maximaal2,5 MN bij rotatie; maximaal 7,6 MN zonder rotatie. Negatievedwarskracht maximaal 0,9 MN bij rotatie; maximaal 6,3 MNzonder rotatie.In de berekeningen zijn de voorspanning door de waterdruk ende wrijvingsco?ffici?nt beton op beton gevarieerd (waterdruk:resp. 50%, 60% of 75% van de waterdruk die tijdens de bouw-fase aanwezig is; wrijvingsco?ffici?nt: 0,6 of 0,9).Berekeningen zonder rotatieNegatieve dwarskrachtBij een negatieve dwarskracht van 6,3 MN heeft het gemodel-leerde tunnelgedeelte nabij de tussenwand een dwarskrachtaan-deel van 2,9 MN (46%). Deze kracht in het model aanbrengen,leidt tot het belasten van de kraag in de vloer. Een gedeelte vande dwarskracht wordt door wrijving tussen de elementen terweerszijden van de voeg overgedragen. Zoals mag wordenverwacht, is dat aandeel groter naarmate de voorspanning doorwaterdruk en de wrijvingsco?ffici?nt beton-op-beton groterzijn. Figuur 12 toont de berekende spanningstoestand bij 50%watervoorspanning en een wrijvingsco?ffici?nt van 0,6. Op deovergang van de kraag in de vloer naar de tussenwand is hori-zontale scheurvorming opgetreden. De maximale scheurwijdteis 0,8 mm bij een staalspanning van 230 N/mm2. De tand is nietgescheurd. Bij 50% watervoorspanning en een wrijvingsco?f-fici?nt van 0,9 treedt in de wand nauwelijks scheurvorming open blijven de staalspanningen zeer laag.Positieve dwarskrachtIn de situatie met een positieve dwarskracht van 7,6 MN is hetaandeel van de tussenwand 3,5 MN. Nu draagt de kraag in hetdak bij aan het opnemen van de dwarskracht. Bij 50% water-tunnel; bij het analyseren van een buitenwand moeten ookverplaatsingen als gevolg van een rotatie om de lengteas van detunnel worden meegenomen. Tevens leidt de geometrie van dein de kraagconstructie aanwezige aansluitingen tussen debuitenwand en de vloer en het dak er mogelijk toe dat een3D-model moet worden gebruikt. Als eerste stap in het procesdat moet leiden tot gedetailleerd inzicht in het gedrag van detunnel, is daarom gestart met een analyse van de tussenwand.Daarom kan in dit stadium een 2D-model worden gebruikt.Verondersteld is dat de totaal in de constructie aanwezige dwars-kracht (fig. 5) evenredig met het aandeel in de meewerkendebreedte wordt opgenomen binnen de totaal beschikbare meewer-kende breedte (tussenwand: 6,0 m; totaal: 2 3,5 + 6,0 = 13,0 m;aandeel tussenwand: (6,0 : 13,0) 100% = 46%).In de berekening is een moot van de tunnel met een lengte gelijkaan 2,8 maal de tunnelhoogte gemodelleerd (fig. 11). Halverwegede moot bevindt zich mootvoeg 2DC met twee kragen.De wapening in de tussenwand (dikte 700 mm) is in het modelmeegenomen: per zijde ?16-150 horizontaal en ?20-150 verti-caal (0,38%, resp. 0,45%).De berekeningen zijn in drie stappen uitgevoerd. In stap 1 is dewatervoorspanning aangebracht; in stap 2 de dwarskracht. Derichting van de dwarskracht bepaalt of de kraag in de vloer ofhet dak wordt belast. Bij een positieve dwarskracht wordthoofdzakelijk de kraag in het dak belast; bij een negatievedwarskracht de kraag in de vloer.Eventueel is daarna in een 3e stap een rotatie op de geheleconstructie aangebracht. De maximaal berekende voegrotatie isdan aangehouden, te weten 2,1 10-3 rad (fig. 14 [2]). Er zijnook berekeningen gemaakt waarin geen rotatie is aangebracht.De aangebrachte dwarskracht is dan groter en wordt gelijkge-steld aan de dwarskracht die met het liggermodel is berekendDwarskrachten kraagconstructie 2013 7Beff,13,5 3,569 9Beff,1Beff,210a10b10 Meewerkende kraagbreedte bij buitenwanden en tussenwand(dwarsdoorsnede Kiltunnel; afmetingen in m)Aan de tussenwand met meewerkende vloer- en dakdelen isweer 46% van de totale dwarskracht van 0,9 MN toegewezen, teweten 0,4 MN. De watervoorspanning is gelijkgesteld aan 50%van de uitgangswaarde. Voor de wrijvingsco?ffici?nt beton-op-beton is 0,5 of 0,9 aangehouden.In de berekeningen gaat, vanwege de rotatie, de mootvoeg vanonderaf openstaan. Het dak en de bovenzijde van de tussen-wand komen onder druk te staan. De eerste scheurvormingontstaat boven in de wand, links van de mootvoeg, direct onderhet dak. Bij het verder vergroten van de opgelegde rotatieontstaat geleidelijk horizontale scheurvorming direct onderde drukzone waar de twee tussenwanddelen met elkaar incontact zijn. Als de vereiste rotatie (2,1 10-3 rad) is bereikt,is ook scheurvorming opgetreden in het rechtertussenwand-deel; ook hier boven in de wand, op de overgang naar dedakplaat. De scheurwijdte direct onder de dakplaat is circa0,5 mm; circa 0,9 mm in de tussenwand, onder in de beton-drukzone. De staalspanningen zijn maximaal circa 440 N/mm2. Het resultaat is nagenoeg onafhankelijk van de groottevan de wrijvingsco?ffici?nt (0,5 of 0,9). De kraagconstructiein het dak blijft ongescheurd. Figuur 13 toont de staalspan-ningen en de scheurvorming in de wand bij een dwarskrachtvan 0,4 MN, in combinatie met een rotatie die is vergrootvan 2,1 10-3tot 3,9 10-3 rad.ConclusiesVoor de Kiltunnel blijkt de aansluiting van de tussenwand metde vloer en het dak de zwakke schakel in de mootvoeg te zijn.In de analyses blijven de tanden in de kragen ongescheurd,maar ontstaat horizontale scheurvorming in de tussenwand. Deberekende scheurwijdte is in de orde van grootte van 1 mm ende staalspanningen zijn lokaal nagenoeg gelijk aan de reken-waarde van de vloeigrens. Dit is (waarschijnlijk) toe te schrij-ven aan de lage wapeningsverhouding bij de aansluiting/over-gang van de vloer- en dakkraag op de tussenwand. De analyseszijn uitgevoerd voor een tussenwand, niet voor een buiten-wand. De schade aan de Kiltunnel is waargenomen bij eenbuitenwand. Gezien de wapeningsconfiguratie lijken de bevin-dingen ook van toepassing te zijn voor een buitenwand.Samenvatting en conclusiesAfgezonken tunnels bestaan uit elementen die zijn opgebouwduit moten die koud tegen elkaar worden gestort zonder mecha-nische verbinding. Aldus moeten, na het afzinken, de motenenige verschilzettingen en rotaties kunnen ondergaan en eenzogenoemde kettinglijn vormen. Een voeg tussen moten heefteen dwarsopsluiting in de vorm van een kraagconstructie. Deafwezigheid van een mechanische verbinding tussen de motenlaat een beperkte verschilzetting toe. Verschilrotatie wordt doordeze detailleringswijze wel toegestaan. In bestaande tunnelsvoorspanning en een wrijvingsco?ffici?nt van 0,6 is de tand vande kraag ongescheurd en treedt scheurvorming boven in detussenwand op, weer op de overgang met de kraag (hier: terhoogte van het dak). De maximale scheurwijdte is 0,9 mm; demaximale staalspanning is circa 235 N/mm2. Ook bij eenverhoogde wrijvingsco?ffici?nt van 0,9 is de tussenwandgescheurd. De maximale scheurwijdte in de tussenwand is dan0,6 mm.De berekeningen met de negatieve en positieve dwarskrachtzijn doorgevoerd tot bezwijken van de constructie optreedt. Deweerstand die wordt berekend, is afhankelijk van de gekozenparametercombinatie. De berekeningen wijzen echter uit datbezwijken pas optreedt bij een dwarskracht die ongeveer 3 tot 4maal zo groot is als de initieel aangebrachte dwarskracht diemet het liggermodel is berekend. De weerstand van deconstructie lijkt dus niet in het geding te zijn.Berekeningen met rotatieDe voorgaand beschreven berekeningen zonder rotatie wordengekenmerkt door het optreden van een relatief grote dwars-kracht (fig. 5). In mootvoeg 2DC, waar de schade is waargeno-men, is echter een rotatie opgetreden die ongeveer 2,1 10-3 radis. De bijbehorende negatieve dwarskracht is eerder berekenden is circa 0,9 MN. Onderzocht is tot welke spanningen enscheurwijdten deze combinatie van rotatie en dwarskrachtleidt.Dwarskrachten kraagconstructie20138L = 2,8Hsegment 2D segment 2CHBeff,211121311 Zijaanzicht (rechts) en dwarsdoorsnede (links) van hetATENA-model van de tussenwand en meewerkende kraag-breedte in mootvoeg 2DC12 Hoofdtrekspanningen (kleuren) en scheurvorming (zwartelijnstukjes; scheurwijdte > 0,15 mm) bij 50% voorspanningenen een wrijvingsco?ffici?nt 0,613 Contourplot van de staalspanningen (trek; in kleur en inN/mm2, zie legenda) in y-richting in de wand bij een voeg-rotatie van 3,9 10-3rad en een dwarskracht van 0,4 MN(wrijvingsco?ffici?nt 0,9; schaalfactor voor vervormingen 15)Om het gedrag van de mootvoegconstructie nader te onder-zoeken, zijn analyses uitgevoerd met het eindige-elementen-programma ATENA. Voor de mootvoegconstructie zijnmeewerkende breedteprofielen bij de tunnelwanden bepaald.De mootvoegen zijn belast met de optredende krachten volgenshet liggermodel en de berekende rotaties. De kragen van demootvoegen blijken in staat zowel de maximale dwarskracht alsde combinatie van dwarskracht en rotatie op te nemen. Deverbindingen van de tussenwand met de vloer en het dak zijnonderzocht. Deze blijken de zwakke schakels in de mootvoegvan de Kiltunnel te zijn. In de Kiltunnel is schade aangetroffennabij een buitenwand. Vervolgonderzoek naar het gedrag vande aansluitingen van een buitenwand op het dak en de vloermoet uitwijzen of de conclusies met betrekking tot een tussen-wand ook daar van toepassing zijn. bestaat de wapening in de kraagconstructie vaak uit minimum-wapening om de scheurkracht bij (gedeeltelijk) belemmerdekrimp op te nemen.Zettingsmetingen wijzen uit dat bepaalde tunnels verticaalmeer verplaatsing ondergaan dan bij het ontwerp werd veron-dersteld. Problemen die zich kunnen voordoen als gevolg vanzettingen zijn, onder andere, lekkende mootvoegen en hetafboeren van beton.De uitgewerkte casestudy de Kiltunnel ondergaat een zettings-patroon met twee individuele kettinglijnen. Dit is ook bijandere zinktunnels waargenomen. In het midden van de tunneltreden de kleinste zettingen op. Als gevolg van de zettingenroteren de moten ten opzichte van elkaar. De krachtsontwikke-ling die dit tot gevolg heeft, manifesteert zich voornamelijk inde mootvoegen. Bij de Kiltunnel heeft dit geleid tot lekkages terhoogte van een mootvoeg, nabij een buitenwand. Uit eenzettingsanalyse blijkt, dat in de desbetreffende voeg de grootstezetting en rotatie zijn opgetreden. Met een liggermodel zijn dein een mootvoeg optredende dwarskrachten bepaald. LIteRAtuuR1 Schols, I., Segmentvoegcapaciteit van de Kiltunnel, Deel 1: Afgezon-ken tunnels en zettingen, Deel 2: Capaciteitsbepaling, Afstudeerver-slag TU Delft, Betonconstructies, 2012.2 Schols, I., Braam, R., Vervuurt, A., Zettingen en rotaties zinktunnels,Zettingsgedrag en de capaciteit van mootvoegen in zinktunnels (1),Cement 2013.3 Van Oorsouw, Behaviour of segment joints in immersed tunnelsunder seismic loading, TU Delft, 2010.4 Leeuw, L., Tunnels in Nederland, Monitoring tunnels, BouwdienstRWS, 2005.5 Bijzondere wapening, Stubeco studiecel B07.6 Leeuw, L., Lekkage in tunnels, Dilatatievoegen en beton, BouwdienstRWS, 2008.7 Bakker, K.J., Leeuw, L., Zettingsgedrag van de Willemsspoortunnel,WAD43 bv, IJsselstein, 2011.