Beschrijving & Achtergrond

Beschrijving & Achtergrond

Op 22 september 1938, om ongeveer 13.15 uur, kreeg de stroomopwaartse helling van de dam, grenzend aan het rechter landhoofd, een grote storing toen de bouwwerkzaamheden waren gevorderd tot op 20 voet van de uiteindelijke hoogte van de dam (zie foto 1). Honderdtachtig mannen waren in het gebied aan het werk. Vierendertig mannen raakten gewond. Acht mannen verloren het leven, van wie er zes nooit zijn teruggevonden en ergens in de dam begraven liggen.

Deze casestudie geeft een samenvatting van 1) de inspanningen om de oorzaak van het falen te onderzoeken en te begrijpen, en 2) de controverse over de evaluatie van de hoofdoorzaak. De Raad van Adviseurs voor het project stelde vast dat de mislukking te wijten was aan de ontoereikende afschuifweerstand van de verweerde leisteen- en bentonietlagen in het stroomopwaartse rechter landhoofd en de damfundering (zie foto 2). Zij gaven verder aan dat “de mate waarin de glijbaan stroomopwaarts vorderde, in zekere mate te wijten kan zijn geweest aan een gedeeltelijke liquefactie van het materiaal in de glijbaan.”

Tijdens het heronderzoek van de mislukking in 2018 (Redlinger et. al., 2018, Berre en Ferguson, 2019), werd vastgesteld dat er aanzienlijke technologische vooruitgang is geboekt bij de karakterisering van de schuifsterkte van kleimaterialen. De bezorgdheid met betrekking tot de verweerde leisteen- en bentonietnaden waarvan werd aangenomen dat ze de oorzaak waren van het falen van de Fort Peck-helling, verdient voortdurende beoordeling tijdens periodieke herevaluatie van de risico’s. De bijdrage van liquefactie tijdens de bouw is het onderwerp geweest van meerdere onderzoeken, om de vloeibaar geworden sterkte van de hydraulische ophooglaag en het ondiepe funderingszand te beoordelen. De hoofdoorzaak kan worden toegeschreven aan de beperkingen van de destijds beschikbare technologie voor het ontwerpen van dammen. Er bestonden met name geen laboratoriumtests en ontwerpprocedures met betrekking tot de afschuifsterkte van a) de kleischalie in het stroomopwaartse rechter landhoofd (die de oorzaak van het falen kan zijn geweest), en b) de mogelijk vloeibaar geworden hydraulische ophoogmaterialen die werden gebruikt voor de bouw van de dam en de funderingszandmaterialen. Tegenwoordig bestaat de technologie om deze mechanismen te beoordelen en de veiligheid van de constructie te bevestigen.

De mislukking van de Fort Peck-helling heeft een aanzienlijke invloed gehad op de ontwerpmethoden en bouwprocedures van het U.S. Army Corps of Engineers (en de industrie in het algemeen). Verder werd het gebruik van hydraulische vulconstructiemethoden voor taluddammen in de Verenigde Staten in het algemeen gestaakt na het falen van de Fort Peck-dam.

Pertinente gegevens over de Fort Peck-dam en het stuwmeer zijn als volgt:

• Hydraulisch gevulde &walvormige aardevuldam met damwandfundering.
  • 125.628.000 kubieke meter vulstof geplaatst.
  • 3.000.000 kubieke meter grind geplaatst in stroomopwaartse en stroomafwaartse grindlagen.
• Lengte (inclusief dijkvak) – 21.026 voet.
• Maximale hoogte boven stroombed – 250 voet.
• Maximale breedte aan basis – 4.900 voet.
• Kopbreedte – 50 voet.
• Sluitingsdatum – 24 juni 1937.
• Totale maximale opslagcapaciteit: 18.463.000 ac-feet
• Installeerde capaciteit: 185 MW
• Overlaatcapaciteit: 275.000 cu ft/sec

Hydraulisch opvullen werd gekozen als de meest kosteneffectieve optie om de indamming te bouwen, anders zouden de kosten van de bouw van de dam economisch niet te verantwoorden zijn geweest. De afsluiting van de hoofdgeul van de rivier met een omleiding door de tunnels werd voltooid op 24 juni 1937, zodat de resterende ophoging agressiever en massaler kon worden geplaatst. Het was een dagelijkse routine om te controleren of er problemen waren met de hydraulische ophoging. Naarmate de vulling toenam, liepen arbeiders routinematig over de gierpijpleidingen op de dam om te zoeken naar verzakkingen en er was dagelijkse rapportage vereist vanwege de bezorgdheid over het omvallen van de stroomopwaartse oever.

Het U.S. Army Corps of Engineers (USACE) verslag over de dia (1939) merkt het volgende op:

“Op de ochtend van 22 september 1938 werd de gebruikelijke inspectie uitgevoerd door de hoofdingenieur belast met de bouw, zijn assistent, de ophooginspecteur, de associate superintendent belast met dijken en de ophooginspectie.

Om ongeveer 10 uur ’s morgens werden hun bevindingen besproken tijdens de conferentie die werd gehouden op de kam van de stroomopwaartse zijde bij station 15+10. De opvulinspecteurs en de assistent-bouwopzichter verklaarden dat er niet voldoende vrijboord leek te zijn. Een onmiddellijke inspectie van dat punt bracht aan de hand van ruwe metingen aan het licht dat de hoogte van de bodem van de pijpleiding boven het kernbassin slechts 30 inches bedroeg, terwijl dit 4,5 voet had moeten zijn. …. Omstreeks 11.45 uur verstrekte het inspectieteam de volgende gegevens:

Station 15 – Pijpleiding 3 voet boven de kernpoel; (had 4 1/2 voet moeten zijn.
Station 16 – 3 voet; had 4 1/2 voet moeten zijn
Station 17 – 2,8 voet (had 4 1/2 voet moeten zijn)”

Op dit moment was de hoogte van het kernbad 2252, de hoogte van het reservoir 2117,5 en de dam was bijna voltooid. Toen aanvullende waarnemingen bevestigden dat het waterpeil van het kernbassin niet was veranderd ten opzichte van de dag ervoor, realiseerde men zich dat het talud stroomopwaarts bij het rechter landhoofd (oost) kennelijk aan het verzakken was. Projectleider Clark Kittrell ging in de vroege namiddag naar de plaats. Zijn chauffeur, Eugene Tourlotte, naderde vanuit het westen en kwam rond 13.15 uur ter plaatse. Tourlotte zag dat het omhulsel stroomopwaarts onder de auto vandaan begon te schuiven, trapte op de rem en ging met hoge snelheid achteruit om de glijbaan met succes te ontwijken. Gedurende de volgende tien minuten waren spoorrails, treinen, boten, pijpleidingen en vierendertig mannen op de 1700 voet brede massa terwijl deze weggleed. Meer dan 5 miljoen kubieke meter materiaal kwam los van de dam, en vijf procent van de constructie werd verwoest. Toen de dam tot stilstand kwam, was een deel van het materiaal onder water gelopen en acht mannen waren dood, begraven in de glijbaan. Zesentwintig mannen overleefden de glijpartij.

Een illustratie van het bovenaanzicht van de dam bij het rechter landhoofd waar de breuk optrad voor en na de glijpartij is te zien op Foto 3. Merk op dat het gebied van de breuk de enige plaats was langs de stroomopwaartse helling van de dam waar geen stabiliteitsberm was aangebracht. Een dwarsdoorsnede door de breuk die de voor en na configuratie van de dijk laat zien is te zien op foto 4. De snelle stijging van de top in combinatie met de daling van het reservoir tussen juli en september (getoond in rood) creëerde de ongedraineerde belasting die de breuk veroorzaakte.

Onmiddellijk na de dia werd het oorspronkelijke bestuur voor het ontwerp van de dam uitgebreid met:

• Dr. Arthur Casagrande – Professor in de Grondmechanica aan de Harvard Universiteit
• Mr. I.B. Crosby – raadgevend ingenieursgeoloog
• Dr. Glennon Gilboy – raadgevend ingenieur, voormalig prof. Soil Mech, MIT
• Mr. Joel D. Justin – voorzitter, raadgevend ingenieur Phil. PA, co-auteur van “Engineering for Dams”
• Mr. William H. McAlpine – Office of the Chief of (USACE) Engineers
• Mr. C. W. Sturtevant – Division Engineer

Na een uitgebreid karakteriserings- en laboratoriumtestprogramma in het gebied van de aardverschuiving, kwam de Board of Consultants tot de volgende conclusie over de oorzaak van de aardverschuiving, 6 maanden nadat deze had plaatsgevonden:

“Na zorgvuldige bestudering van alle relevante gegevens is de Raad tot de conclusie gekomen dat de aardverschuiving in het stroomopwaartse deel van de dam nabij het rechter landhoofd te wijten was aan het feit dat de schuifweerstand van de verweerde leisteen- en bentonietlagen in de fundering onvoldoende was om de schuifkrachten te weerstaan waaraan de fundering werd blootgesteld. De mate waarin de glijbaan stroomopwaarts voortschreed, kan in zekere mate te wijten zijn geweest aan een gedeeltelijke vloeibaarmaking van het materiaal in de glijbaan.” 2 maart 1939 Board Report

Deze korte conclusie over de oorzaak van het falen van de Board benadrukt de afschuifsterkte van de leisteen- en bentonietnaden in de fundering. Het mag voor de hand liggen dat het rechter gedeelte van de glijbaan de enige plaats was waar een deel van de dam waarschijnlijk rechtstreeks was gefundeerd op een plank in het leisteenmateriaal en dit is waar de eerste bewegingen werden waargenomen. Toen de bovenkant van de schalie onder het linker gedeelte van de glijbaan kwam, werd de schalie begraven tot een maximale diepte van ongeveer 40 tot 60 voet alluvium aan de linker grens van de glijbaan, althans op de middellijn. De analyse die ten grondslag lag aan het herontwerp richtte zich op de sterkte van de bentoniethoudende leisteenmaterialen, terwijl laboratoriumtests werden uitgevoerd om de sterkte van de kleischalie te bepalen en om vast te stellen of er liquefactie was opgetreden (U.S. Army Corps of Engineers, juli 1939).

Twee van de negen bestuursleden, Merriman en Mead, ondertekenden het rapport niet: Een om technische redenen en een om meer filosofische redenen. Een paar van de bestuursleden (Drs. Casagrande en Gilboy) waren ervan overtuigd dat er liquefactie had plaatsgevonden, hoewel de resultaten van de laboratoriumtesten om de kritische leegteverhouding (Casagrande, 1936) van de hydraulische vulling te schatten, aangaven dat de materialen niet vloeibaar zouden zijn geworden (Middlebrooks, 1942). Gilboy verwoordde in zijn bespreking van het artikel van Middlebrooks uit 1942 voor het eerst het standpunt van de minderheid in de Raad, die concludeerde “dat de liquefactie werd veroorzaakt door afschuiving in de schalie, en dat de grote omvang van de mislukking voornamelijk te wijten was aan liquefactie”. Casagrande zweeg over dit onderwerp tot zijn Terzaghi lezing in 1965, waarin hij onthult dat de bewoordingen van het rapport van de Raad van Bestuur “een compromisformulering waren om de grote kloof te overbruggen tussen de opvattingen van de consultants die het rapport ondertekenden”. Casagrande zegt verder dat “Gilboy en ik de mening deelden dat de liquefactie hoofdzakelijk was gecentreerd in de zone van fijn zand van de schil naast de kern, en dat de liquefactie zich kan hebben verspreid naar het onderliggende zwaar belaste funderingszand.”

Een gedetailleerd overzicht van de technologie die beschikbaar was op het moment van het ontwerp en de evaluatie na het falen, samen met de menselijke factoren die speelden in het licht van de ontoereikende technologie die onlangs werd uitgevoerd door Redlinger, Ferguson en Berre (Redlinger, et al, 2018) evenals Berre en Ferguson (ASDSO Webinar, augustus, 2019). Deze beoordelingen vonden het volgende:

1. De belangrijkste factoren die bijdroegen aan het falen van de stroomopwaartse helling van de dam werden in verband gebracht met de ontoereikende technologie en ontwerpprocedure in verband met zowel het volgende:
   • de afschuifsterkte van de kleischalie funderingsmaterialen, inclusief wat we nu “reststerkte” noemen, en
   • de sterkte karakterisering van hydraulische vulmaterialen en het mechanisme van “liquefactie”.
2. De classificatie van kleischalies en de invloed van slickensides, breuken en andere pre-sheared oppervlakken werd niet goed begrepen. Ook de mogelijkheid van hoge waterspanningen in de stijve gespleten leisteen als gevolg van bouwbelastingen werd niet voorzien. Het grondclassificatiesysteem dat werd gebruikt was van beperkte waarde in vergelijking met de Unified Classification die bijna twee decennia later zou verschijnen.
3. Karakterisering van de schuifsterkte van de funderingsmaterialen, met inbegrip van de bentonietlagen in de kleischalie, was nog geen standaard ontwerppraktijk. Hoewel het probleem van de sterkte van deze materialen en de kans op falen waren geïdentificeerd, was een volledig begrip van de sterkte-eigenschappen en de mogelijkheid om de sterkte te karakteriseren voor het ontwerp beperkt. Deze sterktes werden pas vastgesteld bij het onderzoek na het falen. Onderzoek na het falen wees uit dat bentonietmaterialen een sterkte hadden van iets minder dan 9 graden (zie foto 5). Voor zover de auteur weet, was het gebruik van een lagere sterkte die overeenkomt met wat wij vandaag de dag zouden classificeren als “reststerkte” van de kleischalie in de analyse van het falen van de dia door de Board of Consultants, de eerste toepassing van een dergelijke sterkte bij het ontwerp van een helling voor een dam.
4. Hoewel het concept van liquefactie (kritieke dichtheid/leegte verhouding, Casagrande, 1936) begon te worden begrepen door een aantal case histories zoals het falen van de Calaveras Dam in Californië (1918), was het vermogen om de werkelijke sterkte van de hydraulische vulmaterialen goed te karakteriseren en te beoordelen, hetzij tijdens het ontwerp of als onderdeel van de beoordeling na het falen, op zijn best beperkt. Verder was er geen inzicht in hoe de bouwsnelheid en de poolverlaging die optrad tussen 20 juli en 22 september de waterdruk in de dam en de fundering zou beïnvloeden, de sterkte van de kleischalie en de hydraulische vulmaterialen, en uiteindelijk de stabiliteit van de stroomopwaartse helling van de dam.

Een evaluatie na het falen door Westergaard (Casagrande, 1965) suggereerde dat de gemiddelde wrijvingshoek van iets meer dan 4 graden optrad langs de basis van de glijmassa tijdens het falen. De methode die Westergaard gebruikte om de sterkte te schatten was door een lijn te construeren tussen de geschatte zwaartepunten van de voor en na doorsnede van de dijk, zoals te zien is op Foto 6. Meer dan 80 jaar na de breuk hebben veel onderzoekers de uitdaging aangenomen om de gemiddelde “reststerkte” van het materiaal in de breukmassa van Fort Peck Dam terug te analyseren. Zoals samengevat door Redlinger et al. (2018), blijkt dat de vereenvoudigde evaluatie van Westergaard vrij dicht bij het doel zat. De vraag hoe de reststerkte van potentieel vloeibaar te maken materialen moet worden geschat, is echter nog steeds een grote uitdaging voor ingenieurs.

In de heronderzoeken van 2018 en 2019 (Redlinger et al, 2018; en Berre en Ferguson, 2019) van de mislukking werd vastgesteld dat er een aantal noodsignalen waren die erop wezen dat de mislukking ophanden was. Die noodsignalen waren onder meer: 1) buiging van de spoorrails bij Station 15 tot 17, 2) zetting van de gierpijp en scheurvorming in de lengterichting van het talud langs de stroomopwaartse rand van de kam, en 3) hoge waterdrukken in het talud en kwel afkomstig van de eerste bank (breuksteen) langs de stroomopwaartse helling onder de kernpoel in de nacht vóór de faling.

(1) Berre, L. en Ferguson, K. A. (2019). Fort Peck Dam Upstream Slope Failure, Montana. ASDSO Webinar. Association of State Dam Officials.

(2) Casagrande, A. (1936). Kenmerken van Cohesieloze Gronden die de Stabiliteit van Hellingen en Opvullingen beïnvloeden. Tijdschrift van de Boston Vereniging van Burgerlijk Ingenieurs. Vol. 23, No. 1.

(3) Casagrande, A.. (1965). De rol van het “berekende risico” in grondwerk en funderingstechnieken. The Terzaghi Lecture, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, Proceedings of the American Society of Civil Engineers.

(4) Gilboy, G. (1942). Discussie over het Middlebrooks artikel “Fort Peck Slide”. Transactions of the American Society of Civil Engineers, Vol. 107, pp 725-755.

(5) Redlinger, C. G., Ferguson, K.A., and Berre, L. M. (2018). 80th Anniversary of the Fort Peck Dam Construction Slide. ASDSO Jaarconferentie. Seattle: Associate of State Dam Safety Officials.

(6) U.S. Army Corps of Engineers. (1939). Report on the Slide of a Portion of the Upstream Face of the Fort Peck Dam. U.S. Govt. Printing Office, Washington, D.C.

Deze samenvatting van een casestudy is beoordeeld door Laila M. Berre, P.E., Dam Safety Program Manager bij het US Army Corps of Engineers.