5. Dimensionering regenwaterriolen en gemengde riolen · 2018-03-22 · Toelichting bij de Code van...

Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen 217

5. Dimensionering regenwaterriolen en gemengde riolen

5.1 Maatgevende parameters

Wat de droog weer afvoer (DWA) betreft, zowel huishoudelijk als industrieel, kan verwezenworden naar paragraaf 3.2.

Parasitaire debieten (permanente drainage, opgevangen bronnen, afgeleid oppervlaktewater,enz...) moeten worden opgespoord en zoveel mogelijk worden afgekoppeld van gemengde riolenen op alternatieve wijze worden afgevoerd. Ze horen zeker niet thuis in afvalwaterriolen.Ook infiltratie van grondwater in rioolbuizen komt frequent voor en kan een belangrijke bijdrageleveren tot de verdunning van de DWA. Daarom dient dit te worden vermeden. Bij nieuweriolen is dit geen probleem omdat deze aan minimale waterdichtheidseisen moeten voldoen[Anonymus, 2000]. Voor oude riolen kan hieraan worden verholpen via een renovatie [Vlario,1995]. Tijdelijke parasitaire debieten (bijvoorbeeld bronbemaling bij werkzaamheden) moetenzoveel mogelijk uit gemengde riolen worden gehouden en horen zeker niet thuis in DWA-riolen.Het lozen van niet-verontreinigd bemalingswater in de gemengde riolering is slechts toegelatenindien het technisch en/of economisch onmogelijk is zich op een andere manier van dit water teontdoen.

Indien er DWA en parasitaire debieten zijn die niet verwaarloosbaar zijn ten opzichte van deregenwaterdebieten, dienen ze in rekening te worden gebracht bij het ontwerp.

Wat de maatgevende neerslag betreft, wordt verwezen naar hoofdstuk 4.Voor hydrodynamische simulaties dienen de Vlaamse composietbuien [Vaes & Berlamont,1996a] als neerslaginvoer te worden gebruikt voor de betreffende terugkeerperiode met een duurvan 3 keer de maximale concentratietijd in het rioolstelsel. Om te vermijden dat men voor iederrioolstelsel de concentratietijd moet inschatten, kan men gebruik maken van voldoende langebuien. De composietbuien met een duur van 2 dagen zijn hiervoor ideaal, omdat zeldenconcentratietijden groter dan 16 uur voorkomen.

Eigenlijk wenst men voor rioleringsberekeningen niet zozeer de maatgevende neerslag te kennen,maar wel de maatgevende inloopdebieten. Het verband tussen beide wordt gelegd via eeninloopmodel dat de oppervlakte-afstroming weergeeft (figuur 123). Hierbij kunnen er verliezenoptreden door oppervlakteberging in combinatie met verdamping en infiltratie. Verder kan ereen vertraging zijn ten gevolge van de afstroming over het oppervlak (gedurende de inlooptijd),wat resulteert in een afvlakking van de hydrogrammen.


Figuur 123 : Schematisch beeld van de oppervlakteafstroming met de mogelijke verliezen.

Meestal wordt er zeer weinig rekening gehouden met het neerslaginloopmodel, zeker bijontwerpberekeningen waar de extreme neerslaggebeurtenissen relatief weinig door hetinloopmodel worden beïnvloed. In de huidige Vlaamse rioleringspraktijk wordt voor deafvlakking standaard gewerkt met het Wallingford model (dubbel lineair reservoir model[WS, 2001]) [Aquafin, 2000a] en worden de verliezen ingerekend als een vast percentage van deneerslag [VMM, 1996a]. De vaste afvoercoëfficiënt van 0,8 voor verharde oppervlakkenimpliceert dat 20 % van de neerslag op de verharde oppervlakte verloren gaat. Onverhardeoppervlakken worden helemaal niet meegerekend (afvoercoëfficiënt = 0 [VMM, 1996a]).De keuze voor het Wallingford model als afvlakkingsmodel is aanvaardbaar voor niet al te groteaangesloten verharde oppervlakken (tot 1 ha [WS, 2001a]). De afvlakking vanwege deafstroming over het oppervlak naar het riool is meestal verwaarloosbaar ten opzichte van deafvlakking ten gevolge van de stroming doorheen het rioolstelsel (omdat de inlooptijd vaak zeerklein is ten opzichte van de stroomtijd doorheen het riool). Bovendien zit er al vaak eenintrinsieke afvlakking in de neerslaginvoer omwille van de minimale tijdstap van 10 minutenvoor de meeste neerslaggegevens. De keuze van de vaste afvoercoëfficiënt van 0,8 voor verhardeoppervlakken is moeilijker te verantwoorden. Dit stamt immers af uit de tijd van dehandberekeningen met de rationele methode waarop een grote veiligheid werd genomen.Deze ruwe aanname leidt tot een zeer grote onzekerheid op het rioolontwerp. Zeker bij deextreme buien waarvoor men een ontwerpberekening maakt, lijkt een vaste afvoercoëfficiënt van1 relevanter. Dit wordt bijvoorbeeld in Nederland zo gehanteerd [Rioned, 1999]. De verliezenworden dan ingerekend via oppervlakteberging en eventueel infiltratie, maar dit maakt voorextreme buien weinig uit. In Nederland worden de volgende waarden voor deoppervlakteberging naar voor geschoven [Rioned, 1999] : 0 mm voor hellende verhardeoppervlakken, 0,5 mm voor vlakke verharde oppervlakken en 1 mm voor uitgestrekte vlakkeverharde oppervlakken. Deze waarden zijn aan de veilige kant gekozen.


0.9

0.91

0.92

0.93

0.94

0.95

0.96

0.97

0.98

0.99

1

0 120 240 360 480 600 720 840 960 1080 1200 1320 1440

aggregatieniveau (min)

afvo

erco

effic

ient

201052

Terugkeerperiode [jaar] :

Figuur 124 : Afvoercoëfficiënten op extreme neerslag bij het gebruik van eenoppervlaktebergingsmodel met 2 mm berging.

In figuur 124 wordt getoond met welke percentages aan verliezen een oppervlakteberging van2 mm overeenkomt (lange termijn simulatie met 27-jarige neerslagreeks van Ukkel).De weergegeven afvoercoëfficiënten zijn de verhoudingen van de IDF-relaties met en zonderoppervlaktebergingsmodel waarop een regressie werd toegepast. Uit deze figuur blijkt dat deafvoercoëfficiënten voor ontwerpberekeningen zich situeren tussen 0,93 en 0,98, maar tevensafhankelijk zijn van de terugkeerperiode en de concentratietijd (aggregatieniveau). Hierbij moetworden opgemerkt dat een oppervlakteberging van 2 mm een gemiddelde tot vrij grote waardeis voor verharde oppervlakken.

De impact van de keuze van de afvoercoëfficiënt op de gesimuleerde terugkeerperioden is zeergroot. In figuur 125 wordt aangegeven welke terugkeerperioden men bekomt indien men deneerslaginloop met 20 % onderschat (bijvoorbeeld afvoercoëfficiënt van 0,8 i.p.v. 1),vertrekkende van de IDF-relaties van Ukkel. Uit deze figuur blijkt dat de terugkeerperiodehierdoor ongeveer gehalveerd wordt. De keuze van de afvoercoëfficiënt hangt natuurlijk nauwsamen met de inschatting van de verharde oppervlaktes. Tijdens een modelleringsvalidatie opbasis van metingen wordt het product van verharde oppervlakte en afvoercoëfficiënt gevalideerd,maar dit gebeurt meestal voor veel minder extreme buien dan deze waarvoor het ontwerp dientte worden gemaakt. Indien de frequentie van de neerslag toeneemt (afnemende terugkeerperiode)stijgen de verliezen oftewel daalt de afvoercoëfficiënt. Dit heeft tot gevolg dat bij verificatie metbehulp van opgemeten neerslag- en debietreeksen vanwege kleine (frequente) buien, men eenlagere afvoercoëfficiënt inschat dan nodig voor een berekening van de piekafvoer. Zo kan mende indruk krijgen dat een afvoercoëfficiënt van 0,8 volgens de modelverificatie representatieflijkt, terwijl dit niet representatief is voor de ontwerpbuien met grotere terugkeerperiode.


terugkeerperiode (jaar)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

0 60 120 180 240 300 360buiduur(min)composietbui T = 2 jaar composietbui T = 5 jaar composietbui T = 10 jaar

Figuur 125 : Invloed op de terugkeerperiode van een onderschatting van de neerslagafvoermet 20 % (op basis van de IDF-relaties van Ukkel).

Ter illustratie wordt in figuur 126 een voorbeeld gegeven van de werkelijke afvoercoëfficiëntenbij extreme neerslag indien het model is geverifieerd met neerslag met een frequentie van 10 keerper jaar en indien er voor deze modelverificatie een afvoercoëfficiënt gelijk aan 0,8 is gebruikt.Het is dan ook aan te raden om voor een ontwerpberekening de afvoercoëfficiënt eerder in debuurt van 0,9 te nemen, indien men voor de verificatie met meer frequente neerslag eenafvoercoëfficiënt van 0,8 hanteert. Indien de terugkeerperiode van de buien opgemeten tijdensde dataverificatie van dezelfde grootte is als deze die voor het ontwerp worden gebruikt,kan uitzonderlijk ook een afvoercoëfficiënt van 0,9 worden gehanteerd voor de dataverificatie.Deze terugkeerperiode dient te worden nagegaan voor alle aggregatieniveaus tussen 10 minutenen de maximale concentratietijd in het bestudeerde rioolstelsel op basis van IDF-relaties(zie paragraaf 4.2). Een voorbeeld van een dergelijke relatie tussen terugkeerperiode enaggregatieniveau is gegeven in figuur 107. Een andere mogelijkheid is het toepassen van eenniet-lineair oppervlakte-afstromingsmodel bij modelverificatie en ontwerpberekeningen, maardit vereist meer modelleringsinspanningen [Vaes et al., 1998; Vaes, 1999].


0.8

0.82

0.84

0.86

0.88

0.9

0.92

0.94

0.96

0.98

1

0 60 120 180 240 300 360concentratietijd (min)

afvo

erco

effic

ient

201052

Terugkeer-periode[jaar] :

Figuur 126 : Afvoercoëfficiënt bij extreme neerslag (weergegeven terugkeerperiodenvan 2, 5, 10 en 20 jaar) in het geval van een modelverificatie met neerslag

met een frequentie van 10 keer per jaar (in de veronderstelling vaneen werkelijk afstromingsmodel met 2 mm oppervlakteberging).

Daar waar de inschatting van de afvoercoëfficiënt van verharde oppervlakken reeds moeilijk is,geldt dit des te meer voor de inschatting van de afvoer vanwege onverharde oppervlakken.Het verwaarlozen van de inloop vanwege onverharde oppervlakken kan lokaal tot groteafvoerproblemen leiden. Dit is voor het dimensioneren van riolen steeds minder van belangomdat deze grote onverharde oppervlakken preferentieel afgekoppeld dienen te worden. Voor demodellering van grachtenstelsels en eventueel regenwaterriolen wordt het dan weer belangrijkermet de afkoppelingsvisie in het achterhoofd. Er bestaat heel wat literatuur met betrekking tot deinschatting van de gemiddelde afvoercoëfficiënten voor afstroming van onverharde oppervlakkenmet verschillende gebruiksfuncties, bodemsoort, helling en dergelijke (bijvoorbeeld [Chow,1964; Mallants & Feyen, 1990]). De vraag blijft echter vaak hoe relevant dezeafvoercoëfficiënten voor onverharde oppervlakken zijn bij extreme neerslagafvoer. Enkel Chowet al. [1988] vermelden de afvoercoëfficiënten in functie van de terugkeerperiode, waaruit blijktdat de verschillen toch wel significant kunnen zijn (d.w.z. stijgende afvoercoëfficiënt bijstijgende terugkeerperiode).


In Nederland bijvoorbeeld rekent men aan de veilige kant door de afvoercoëfficiënten op 1 tekiezen, ook voor onverharde oppervlakken en doorlatende verhardingen in stedelijk gebied[Rioned, 1999]. De verliezen worden ingerekend door grotere oppervlakteberging eninfiltratieverliezen in te rekenen. Dit heeft tot gevolg dat de extreme neerslagafvoer vanwegeonverharde oppervlakken slechts in beperkte mate wordt afgevlakt. De relatieve afvlakkingis dus functie van de terugkeerperiode en ook van de duur van de neerslag(omdat de infiltratieverliezen afnemen in de tijd overeenkomstig de formule van Horton [1940]).Eigenlijk zouden de infiltratieverliezen nog afhankelijk moeten worden gemaakt van de hoogtevan de grondwaterstand, het seizoen, de bodemsoort, enz... maar hierover is nog heel wat verderonderzoek te verrichten.

We kunnen dus concluderen dat de aannames met betrekking tot de afvoercoëfficiënten inVlaanderen in het verleden vrij laag werden ingeschat, zeker in het kader van de hierbovenvermelde onzekerheden.Wat de afvoer van onverharde oppervlakken betreft, moeten zoveel mogelijk maatregelen wordengetroffen om dit water niet af te laten stromen, niet in het afwateringssysteem terecht te latenkomen of het lokaal te bufferen. Bijvoorbeeld bij landbouwgrond zullen de toestand van het landen de manier waarop het land wordt bewerkt een grote invloed hebben op de infiltratie vanneerslag [Van der Ploeg et al., 2001; Schmidt, 2001].


Figuur 127 : Langsprofiel van een riool met een ontwerp gebaseerd op enkel het criteriumvan de piëzometrische hoogte (bovenste figuur) in vergelijking met een ontwerp gebaseerd op

de afvoercapaciteit (onderste figuur).

5.2 Terugkeerperiode

5.2.1 Ontwerp- versus nazichtsberekening

De hydrodynamische berekening kan onderverdeeld worden in een ‘ontwerpberekening’ en een‘nazichtsberekening’. De ontwerpberekening dient te gebeuren voor deontwerpterugkeerperiode. Hierbij moet de afvoercapaciteit van de leiding voldoende groot zijnom het gegeven debiet af te kunnen voeren zonder opbouw van extra ladingsverliezen tenopzichte van een eenparige beweging. Dit komt erop neer dat de helling van de piëzometrischelijn niet steiler mag lopen als de helling van de leiding. Daarnaast werd een extra criteriumingevoerd bij de ontwerpterugkeerperiode om het ontwerp veiliger te maken, namelijk dat depiëzometrische lijn niet hoger dan 0,5 m onder het maaiveld mag uitkomen. Dit criterium werdniet ingevoerd om het criterium van een voldoende afvoercapaciteit te vervangen. In het verledenis dit vaak wel zo geïnterpreteerd en toegepast. Dit leidt echter tot minder veilige ontwerpen, watuiteraard niet de bedoeling kan zijn. Deze conclusie werd reeds getrokken uit de BAT-studie diein 1998 werd uitgevoerd [Vaes & Berlamont, 1998a; 1999a,e]. Het verschil in piëzometrischelijn wordt geïllustreerd in figuur 127.


Landgebruik ontwerpterugkeerperiode geen overstroming

landelijk gebied 1 jaar 10 jaar

residentiële wijk 2 jaar 20 jaar

steden, commerciële centra,industriële zones 2 of 5 jaar 30 jaar

tunnels 10 jaar 50 jaar

Tabel 32 : Terugkeerperioden volgens de Europese Norm EN 752 [BIN, 1996, 1997].

De ontwerpvoorwaarde, dat de helling van de piëzometrische lijn niet groter mag zijn dan derioolhelling, dient niet strikt te worden toegepast op elke individuele leiding, maar kan omwillevan afrondingen naar een commercieel beschikbare diameter lichtjes fluctueren over eenleidingentraject. Analoge regels werden onlangs ook voor de Nederlandse situatie voorgesteld[Van Luijtelaar, 1999, 2001; Moens, 2001].Daarnaast dient een nazichtsberekening te worden uitgevoerd om de gevoeligheid van hetsysteem voor overstroming na te gaan. Dit is een extra berekening om extra veiligheid in hetontwerp te bekomen en is niet bedoeld om de ontwerpberekening te vervangen.Als terugkeerperiode voor de nazichtsberekening werd tot nog toe 5 jaar gehanteerd(uitzonderlijk 10 jaar in stedelijke probleemgebieden) [VMM, 1996a]. Doordat deberekeningsmethodes steeds beter worden en men steeds minder veiligheidsfactoren inrekent,komt men tot een situatie waarbij men op bepaalde plaatsen ook effectief eens om de 5 jaar‘water op straat’ heeft. Het gevaar voor dit soort situaties met effectief eens om de 5 jaar waterop straat stijgt vooral omdat de ontwerpberekening niet op basis van de afvoercapaciteit maar opbasis van de piëzometrische hoogte gebeurt. Immers, in paragraaf 5.4.1 wordt aangegeven datbij een ontwerp op capaciteit de terugkeerperiode voor water op straat gemiddeld 4 tot 5 keerhoger is. Deze resterende veiligheid die er nog was ten tijde van handberekeningsmethoden, isnu met de hydrodynamische berekeningen verdwenen.

5.2.2 Criteria

De Europese Norm EN 752 voorziet grotere terugkeerperioden (tabel 32) [BIN, 1996, 1997].De Europese Norm zegt wel dat voor de ontwerpterugkeerperiode het riool niet onder druk magkomen, wat voor onze streken vaak niet kan. Dit kan echter worden geïnterpreteerd als eenberekening op capaciteit, waarbij voor deze terugkeerperiode de piëzometrische lijn niet steilermag lopen dan de helling van de leiding. In dat geval komen de terugkeerperioden goed overeenmet wat er in Vlaanderen wordt gehanteerd als ontwerpterugkeerperiode. De terugkeerperiodenvoor overstroming die de Europese Norm voorhoudt zijn veel groter dan deze die er vandaag dedag in Vlaanderen worden gehanteerd. Deze Europese regelgeving werd overigens door hetBelgisch Instituut voor Normalisatie overgenomen. Bovendien zal de overheid via hetrampenfonds pas tussenkomen bij overstromingsschade vanaf een terugkeerperiode van ongeveer20 jaar.


Deze problemen indachtig dringt er zich een bijsturing op van de gekozen terugkeerperioden ende interpretatie ervan, gebaseerd op volgende kernpunten :S De ontwerpterugkeerperiode dient te worden gehanteerd voor een berekening op basis van

de afvoercapaciteit. Een bijkomend criterium op basis van piëzometrische hoogte kan,maar is geen noodzaak.

S De terugkeerperiode voor het ontwerp kan overeenkomstig de Europese Norm (tabel 32)worden gediversifieerd in functie van het landgebruik. Dit was al het geval in de‘Krachtlijnen voor een geïntegreerd rioleringsbeleid’ van 1996 [VMM, 1996a], maar hetwordt zelden of nooit toegepast. Indien er echter een gediversifieerd systeem vanaanvaardbaar hoge terugkeerperiodes wordt gehanteerd met betrekking tot water op straaten wateroverlast, is een grotere ontwerpterugkeerperiode geen noodzaak meer, want hetresultaat zal grosso modo hetzelfde zijn.

S Voor de nazichtsberekening dienen grotere terugkeerperioden te worden gebruikt,minimaal tot 20 jaar om de kloof met de tussenkomst van het rampenfonds te kunnenoverzien.

S Voor de nazichtsberekening kan er een opsplitsing gemaakt worden tussen de fenomenen‘water op straat’ en ‘wateroverlast’.

S Ook voor de terugkeerperiode voor ‘water op straat’ en/of ‘wateroverlast’ kan er eendiversificatie gebeuren in functie van het landgebruik.

Deze kernpunten indachtig kan het volgende voorstel worden gedaan :S De terugkeerperiode voor ontwerpberekeningen (capaciteitsberekening) is 2 jaar voor

zowel gemengde riolen als voor regenwaterriolen.S Voor de nazichtsberekening wordt het criterium behouden om geen ‘water op straat’ toe

te laten bij een terugkeerperiode van 5 jaar. Daarnaast worden extra de terugkeerperiodenvan 10 en 20 jaar gebruikt voor een bijkomende nazichtsberekening m.b.t. 'water op straat'.

S Wanneer er zich ‘water op straat’ voordoet voor een terugkeerperiode kleiner dan of gelijkaan 20 jaar, dient te worden nagegaan waar er overstroming optreedt en welke schade dittot gevolg heeft. Daarna dient er een afweging te worden gemaakt tussen extra kosten voorde verhoging van de veiligheid van het rioleringssysteem en de kosten van deze schade.De minimale terugkeerperiode voor ‘wateroverlast’ is dus in principe voor alle gevallen20 jaar.

S Voor tunnels en laaggelegen wegvakken die lokaal niet gravitair kunnen afwateren,wordt een terugkeerperiode gehanteerd van 50 jaar met betrekking tot ‘water op straat’. Het is hierbij belangrijk bijzondere aandacht te hebben voor de afvoer van de piekdebietenin het afwaarts gelegen stelsel. Indien nodig moet bijkomende buffering voorzien worden.

Er wordt hierbij afgezien van het onderscheid in functie van het landgebruik omdat de afbakeningvan de zones met een bepaald landgebruik en dus met een bepaalde terugkeerperiode voor dedimensionering of voor water op straat vrij omslachtig is. Het alternatief is om voor iederelocatie waar er met een terugkeerperiode kleiner dan 20 jaar water op straat komt, een afwegingte maken of dit al dan niet tot schade kan leiden en of deze schade aanvaardbaar is of niet.


Het maken van het onderscheid tussen ‘water op straat’ en ‘wateroverlast’ houdt in dat meneffectief moet nagaan op het terrein of er schade optreedt ten gevolge van een geval van ‘waterop straat’. Dit is niet altijd evident, omdat kleine details in de locale topografie het verschilkunnen maken. Indien de inspanning die nodig is om dit na te gaan groter is dan de kostprijs vande aanpassingen die moeten gebeuren om bij de terugkeerperiode van ‘wateroverlast’ geen ‘waterop straat’ te bekomen, is het efficiënter om enkel de beoordeling van ‘water op straat’te behouden, maar dan wel met de terugkeerperioden die overeenkomen met ‘wateroverlast’,namelijk 20 jaar. Op die manier zullen heel wat riolen veiliger worden gedimensioneerd danstrikt nodig is, maar bekomt men toch een beter evenwicht tussen kostprijs en inspanning.Aan de andere kant kunnen er zich gevallen voordoen waarbij de terugkeerperiode voor‘wateroverlast’ kleiner is dan voor ‘water op straat’, bijvoorbeeld indien het gelijkvloers peil vaneen woning gelegen is onder het straatpeil. Dit kan moeilijk als een kelderaansluiting wordenbeschouwd (zie ook paragraaf 5.6.5). Toch is het belangrijk om deze eigendommen ook tebeschermen voor de terugkeerperiode van ‘wateroverlast’, omdat het normaal gezien gaat omvergunde peilen van het gelijkvloers of om straten die achteraf zijn opgehoogd. Men moet dusvoorzichtig zijn bij het stellen dat alle problemen zijn opgelost door een terugkeerperiode van20 jaar te kiezen voor het nagaan van ‘water op straat’. Bij nieuwbouw of vernieuwbouw is hetsterk aanbevolen om geen gravitaire aansluitingen toe te laten van toestellen die zich lagerbevinden dan het straatniveau. Dergelijke risicoaansluitingen (ook bij bestaande gebouwen)dienen in elk geval beveiligd te zijn tegen terugstroming indien het risico hiertoe relevant is.Verder is het aan te raden om het gelijkvloers niveau hoger te kiezen dan het straatniveau.De Nederlandse richtlijnen bevelen zelfs een gelijkvloers niveau van 30 cm boven straatniveauaan [Rioned, 2002a].Het is vaak eenvoudiger om eigendommen te beschermen tegen schade bij ‘water op straat’dan te voorkomen dat er zich ‘water op straat’ voordoet. Reeds in de eerste eeuw voor onzejaartelling diende in Pompeii de straat als regenwaterafvoerkanaal bij hevige neerslag[Dicker, 1993].


5.2.3 Zeer extreme neerslag

Het criterium voor wateroverlast is in paragraaf 5.2.2 gelijk genomen aan een terugkeerperiodevan 20 jaar omdat dit ongeveer overeenkomt met de terugkeerperiode waarvoor het rampenfondstussenkomt. De wet van 12 juli 1976 betreffende het herstel van zekere schade veroorzaakt aanprivate goederen door natuurrampen specifieert zelf geen criteria [BS, 1976]. Sinds 1995 wordenwel de criteria weergegeven welke bij specifieke overstromingen werden gehanteerd om tot hetbesluit te komen dat het een ramp is. Deze criteria worden vermeld in de respectievelijkeBesluiten van de Federale Regering op advies van het KMI. In tabel 33 wordt een overzichtgegeven van de tussenkomsten van het rampenfonds bij overstromingen sinds 1995, alsook vande gespecifieerde criteria voor de neerslag (naast de schadecriteria) [Vaes & Berlamont, 2003].Hieruit blijkt dat in het beste geval een neerslagintensiteit wordt weergegeven voor tweeverschillende duren, namelijk : 30 mm in 1 uur en 60 mm in 24 uur. Voor Vlaanderen komendeze twee waarden ongeveer overeen met een terugkeerperiode van 20 jaar (respectievelijk27 en 21 jaar volgens de IDF-relaties van Ukkel [Vaes, 1999]). Deze duren zijn echter enkelrepresentatief voor de kritieke situatie in een beperkt aantal locaties in een afvoersysteem,namelijk voor die locaties waarvoor de concentratietijd met deze duren overeenkomt.Voor andere locaties in het afvoersysteem leiden deze waarden tot een enorme spreiding van deterugkeerperiode. In andere gevallen wordt slechts 1 duur gebruikt of wordt vaag verwezen naareen terugkeerperiode van 20 jaar.

Deze invloed van het kiezen van bovenstaande twee criteria voor de neerslag gedurende tweeduren wordt geïllustreerd in figuur 128, waarin de boven- en ondergrens van de terugkeerperiodewordt weergegeven voor een brede variatie aan concentratietijden. De streepjeslijn duidt debovengrens van de terugkeerperiode aan indien er 20 % minder neerslag wordt opgemeten, watbij een terugkeerperiode van 20 jaar neerkomt op een daling van de terugkeerperiode tot minstensbeneden 10 jaar. Het kan dus zijn dat er niet aan de criteria voldaan is en de neerslag toch eenterugkeerperiode van 100 jaar overschrijdt. Er kan dus worden besloten dat er op deze basis geensluitende regeling is tussen de veiligheid van het ontwerp en de tussenkomst bij extremegebeurtenissen.

In het nieuwe voorstel tot aanpassing van deze wet op het rampenfonds [Creyf, 2001] zou dezeaanpak van het specifiëren van de neerslagintensiteit voor 2 duren behouden blijven. De criteriain het voorstel zijn echter licht gewijzigd tot : 40 mm in 1 uur en 60 mm in 24 uur, wat voor deuurlijkse waarde overeenkomt met een terugkeerperiode van ongeveer 200 jaar.


Periode ramp datum besluit neerslagcriterium

20/1/1995 t.e.m. 6/2/1995 24 februari 1995 1 keer in 20 jaar

28/8/1996 t.e.m. 30/8/1996 24 april 1997 1 keer in 20 jaar

13/9/1998 t.e.m. 15/9/1998 18 september 1998 1 keer in 20 jaar

4/7/1999 en 5/7/1999 13 juni 2000 60 mm in 24 uren

14/8/1999 21 september 1999 geen specifiek criterium

24/12/1999 t.e.m.27/12/1999 13 juni 2000 60 mm in 24 uren

6/5/2000 t.e.m. 13/5/2000 18 oktober 2001 geen specifiek criterium

2/7/2000 t.e.m. 8/7/2000 19 april 2001 60 mm in 24 uren

24/7/2000 t.e.m. 31/7/2000 19 april 2001 60 mm in 24 uren

22/7/2001 en 23/7/2001 13 september 2002 60 mm in 24 uren+ 30 mm in 1 uur

15/9/2000 en 16/9/2000 18 oktober 2001 60 mm in 24 uren

17/9/2001 t.e.m. 20/9/2001 13 september 2002 60 mm in 24 uren

25/1/2002 t.e.m. 28/2/2002 27 september 2002 1 keer in 20 jaar


3/8/2002 t.e.m. 8/8/2002 20 september 2002 60 mm in 24 uren+ 30 mm in 1 uur




4/12/2002 en 5/12/2002 21 januari 2003 1 keer in 20 jaar

29/12/2002 t.e.m. 4/1/2003 21 januari 2003 60 mm in 24 uren

Tabel 33 : Overstromingen sinds begin 1995 waarbij het rampenfonds is tussengekomen[BS, 1995-2003]


1

10

100

1000

0.1 1 10 100concentratietijd (uur)

teru

gkee

rper

iode

(jaa

r)

ondergrens

bovengrens

- 20 %

Figuur 128 : Grenswaarden van de terugkeerperiode bij verschillende concentratietijdenindien men de huidige twee criteria (30 mm in 1 uur en 60 mm in 24 uren) voor het erkennenvan overstromingsrampen in België hanteert (in streepjeslijn wordt de bovengrens voor deterugkeerperiode voorgesteld indien de opgemeten neerslag 20 % minder is dan de beide

criteria).

Rioolstelsels hebben concentratietijden tot enkele uren en het aantal riolen met een bepaaldeconcentratietijd daalt met toenemende concentratietijd (d.w.z. er zijn vele opwaartse uiteindenen weinig afwaartse verzamelriolen). Op basis van deze wetgeving is er dus veel kans dat er eenextreme overstroming ontstaat die niet als ramp kan worden erkend. In de praktijk wordt ditgecompenseerd doordat men een overstroming als ramp erkend ongeacht de concentratietijd vande overstroomde locaties van zodra één van deze criteria is overschreden. Hierdoor kan het inbepaalde gevallen ook voorkomen dat een overstroming als ramp worden erkend, terwijl deterugkeerperiode toch lager dan 20 jaar is. De meer objectieve aanpak zou erin bestaan om inde wetgeving te specifiëren dat de terugkeerperiode groter dan 20 jaar moet zijn en dat debepaling van de bijbehorende kritieke neerslagintensiteiten gebeurt op basis van de bestbeschikbare technologie van het ogenblik (in dit geval de beschikbare IDF-relaties).

Hierbij dienen nog drie bemerkingen te worden gemaakt.Ten eerste : niet-lineair systeemgedrag van rioolstelsel (bijvoorbeeld veroorzaakt door pompen,overstorten, enz...) kunnen nog een afwijking veroorzaken, waardoor de terugkeerperiode bepaaldop basis van IDF-relaties afwijkt van de terugkeerperiode van het effect. Voor groteterugkeerperioden (extreme buien) vervaagt de invloed van deze niet-lineariteit en gedragenrioleringssystemen zich grotendeels lineair. Indien men meer frequente effecten wil bestuderenkan het nodig zijn om ook het niet-lineaire systeemgedrag mee in rekening te brengen om defrequentie van het effect nauwkeurig te kunnen bepalen.


Ten tweede : werkelijke buien zijn zeer variabel en zullen de IDF-relaties nooit helemaal volgen.Dit wil zeggen dat een werkelijke bui op verschillende plaatsen in een rioolstelsel een effectveroorzaakt met een verschillende terugkeerperiode. De terugkeerperiode van het effect kanworden gevonden door de concentratietijd van de betreffende locatie te bepalen en voor dezeduur het maximale volume binnen de bui te bepalen. De terugkeerperiode van het effect komtdan overeen met de terugkeerperiode van dit neerslagvolume bij deze duur. Dit betekent dat bijeen werkelijke extreme bui het effect in het rioleringssysteem een variabele terugkeerperiodeheeft naargelang de plaats in het rioolstelsel. Ten derde : omwille van de dynamica van het systeemgedrag en afwaartse randvoorwaardentreden er afwijkingen op ten opzichte van de eenvoudige redenering op basis van deconcentratietijd. Bijvoorbeeld : een overstroming of een hoge waterhoogte op één plaats kan naaropwaarts toe opstuwing veroorzaken waardoor ook daar overstroming ontstaat. Deze interactieskunnen enkel worden begroot indien men gebruik maakt van een hydrodynamischsimulatiemodel. De enige manier om hierbij na te gaan of de neerslag met een bepaaldeterugkeerperiode tot een overstroming zal leiden, is door het uitvoeren van een hydrodynamischesimulatie met een ontwerpbui met deze terugkeerperiode.

Een bijkomend probleem bij de bepaling van de terugkeerperiode van een extreme gebeurtenisis de ruimtelijke variabiliteit van de neerslag. De dichtheid van het pluviografennet inVlaanderen is ontoereikend om met deze puntneerslagmetingen relevante informatie te bekomenvoor het merendeel van de Vlaamse rioleringen. De gemiddelde tussenafstand tussen tweepluviografen in Vlaanderen is ongeveer 30 km. Daartegenover staat dat buien vaak een zeerlokaal karakter hebben of ruimtelijk uiterst variabel zijn (zie ook paragraaf 4.4). Dit geldt zekervoor de extreme zomerbuien welke het meest kritiek zijn voor rioleringen. De gemiddeldediameter van een bui is ongeveer 10 km [Luyckx et al., 1998a], maar zomerse onweders zijnmeestal nog beperkter in omvang. Dit betekent dat zeer veel buien door de mazen van hetpluviografennet glippen. Het kan dus zeer lokaal hard regenen zonder dat de naburigepluviograaf significante neerslag opmeet. Het bepalen van de terugkeerperiode van de neerslagop basis van puntneerslagmetingen is dan ook ontoereikend indien men dit wil extrapoleren inde ruimte. Dit houdt in dat bij overstromingen die zich voordoen in de nabijheid van eenmeetpunt de kans hoger is dat dit als een ramp erkend wordt dan voor overstromingen die zichverder van een meetpunt af bevinden.

Zelfs indien men de neerslag kan inschatten op de locaties van de overstromingen en men deterugkeerperiode bepaalt overeenkomstig de IDF-relaties met een vaste terugkeerperiode voortussenkomst van het rampenfonds, dan nog blijft er een onzekerheidsmarge bestaan tussen deveiligheid van het ontwerp en de tussenkomst van het rampenfonds. Immers, er zijn nog veleonzekerheden zowel bij de neerslagmeting en -analyse als bij het ontwerp, waardoor men inbepaalde gevallen bij overstromingen onterecht zou kunnen besluiten dat het geen extremegebeurtenis is. Bovendien komt het rampenfonds slechts tussen vanaf een minimale schade,wat voor lokale overstromingen van rioleringen niet evident is. Indien de beheerder de criteriabepaalt voor de veiligheid van het ontwerp (en voor het onderhoud) als een optimum tusseninvestering en risico (risico = kans × schade), zou het logisch zijn dat ook deverantwoordelijkheid bij de beheerder ligt. Deze relatie heeft immers slechts een optimum indiende risico’s ook effectief gedragen worden. Dergelijke risicoberekeningen komen frequent voorin andere bouwkundige sectoren.


terugkeerperiode (jaar)

1

10

100

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12buiduur (uur)

2 jaar5 jaar10 jaar

Figuur 129 : Terugkeerperioden van de ontwerpbuien uit de Nederlandse ‘LeidraadRiolering’ in functie van de concentratietijd (d.i. buiduur) en overeenkomstig met de

IDF-relaties van De Bilt [Vaes et al., 2002f,i].

5.2.4 Vergelijking met Nederland

In Nederland hanteert men in het algemeen kleinere ontwerpterugkeerperioden, maar er wordtgerekend op berging op straat bij extreme neerslag, zonder dat dit wateroverlast betreft [Rioned,2002a]. Het aanbevolen vloerpeil is in Nederland 30 cm boven het maaiveld [Rioned, 2002a].Er wordt een expliciete inschatting van de gevolgen bij ‘water op straat’ gevraagd. Verder maaktmen een onderscheid tussen vlak, licht hellend en komvormig terrein en tussen kleine en grotebevolkingsdichtheid. Bij vlakke terreinen met kleine bevolkingsdichtheid wordt eenontwerpterugkeerperiode van 1 jaar gehanteerd, terwijl voor een grotere bevolkingsdichtheid2 jaar wordt gehanteerd. Voor gebieden met een flauwe helling wordt 5 jaar gehanteerd voor‘water op straat’, terwijl voor komvormige gebieden dit wordt opgetrokken tot 10 à 25 jaar.Daarenboven wordt in Nederland bij de modellering van systemen met veel berging eenvoorafgaande vulling aangeraden vooraleer men start met de simulatie van de ontwerpbui.Tot slot vermeldt de Nederlandse Leidraad Riolering nog dat de keuze van de terugkeerperiodefunctie kan gemaakt worden van klachten uit het verleden.De laatste tijd gaan er in Nederland stemmen op om ook meer op ‘capaciteit’ te gaan ontwerpenin plaats van enkel op ‘berging’ (zie paragraaf 5.2.1).Dit alles leidt tot de conclusie dat de keuze van de terugkeerperiode in Nederland toch niet zosterk verschilt t.o.v. de hierboven gemaakte keuze. Bovendien is het zo dat voor kleineconcentratietijden de terugkeerperiode van de Nederlandse ontwerpbuien veel groter is dan dezewaar ze representatief voor worden geacht (figuur 129) (zie ook paragraaf 4.8) [Vaes et al.,2002f,i]. Voor grotere concentratietijden is er dan weer een onderschatting, maar de meesterioolsystemen in Nederland zijn kleine hydraulisch onafhankelijke netwerken.


Qn

S Avol vol vol= ℜ1 2 3

01 2/ / (54)

5.3 Dimensionering - Voorontwerp

De onderstaande dimensioneringsregels zijn zodanig opgesteld dat er een handberekening(dit is een voorontwerp) mee kan worden uitgevoerd. Omdat randvoorwaarden enopstuwingseffecten een zeer belangrijke rol spelen met betrekking tot overstromingsgevaar enzelfreinigend vermogen, is een hydrodynamische berekening van het gehele rioolstelsel echtermeestal noodzakelijk. Met dergelijke hydrodynamische berekeningen kunnen destromingscondities veel nauwkeuriger worden nagegaan, waardoor de beoordeling van de criteria(lichtjes) kan verschillen. Voor de hydraulische beoordeling van rioleringen met behulp vanhydrodynamische berekeningen wordt verwezen naar paragraaf 5.4.De dimensionering van een gemengd riool of een regenwaterriool dient te gebeuren voor deneerslag bij de ontwerpterugkeerperiode zoals gespecifieerd in paragraaf 5.2 en voor een buiduurgelijk aan de concentratietijd in het ontwerppunt in de veronderstelling van een permanenteeenparige stroming met vrij wateroppervlak en voor een vullingsgraad van 100 %. Dit betekentdat de capaciteit van de leiding groter moet zijn dan het ontwerpdebiet. Het debiet in eenvollopende leiding Qvol kan berekend worden met de formule van Manning [Berlamont, 1997] :

met : n = Manning coëfficiënt [s/m1/3]Uvol = hydraulische straal van de volle leiding = Avol/Pvol [m]Avol = natte oppervlakte van de volle leiding [m2]Pvol = natte omtrek van de volle leiding [m]S0 = helling [-]

Voor de Manning coëfficiënt wordt met een standaardwaarde van 0,013 s/m1/3 gerekend,onafhankelijk van het soort leiding. Het debiet kan ook worden berekend gebruik makend vande iteratieve formule van White-Colebrook met een ruwheid ks van 1,5 mm [Berlamont, 1997].Deze ruwheidsparameters komen overeen met de geschatte hydraulische ruwheid van rioleringenin diensttoestand en rekening houdend met bepaalde lokale ladingsverliezen die niet expliciet inrekening worden gebracht (bijvoorbeeld ter plaatse van aansluitingen, diameterveranderingen,toegangsschouwen, enz...). Dit is grosso modo in overeenstemming met de Europese NormEN752 [BIN, 1997a]. Ook voor hydrodynamische berekeningen worden dezestandaardruwheden gebruikt, tenzij de modellering lokaal grotere ruwheden vereist om lokaleladingsverliezen in niet-gemodelleerde structuren of aspecten mee in rekening te brengen(bijvoorbeeld bochten, sedimentbed, ...). Kleinere ruwheidswaarden worden niet gebruikt (zieook hoofdstuk 3).

In figuur 130 wordt getoond wat de invloed is van de ruwheidsparameter ks (in mm) op decapaciteit van de rioolleidingen. De helling is hier 5 ‰ genomen, maar omdat de capaciteitrelatief is uitgezet heeft de helling weinig invloed op de grafiek. De aangegeven variatie voorde ruwheidsparameter ks is vrij realistisch voor de (meest extreme) variatie aan condities die zichin het riool kunnen voordoen zonder dat men daar noodzakelijkerwijs invloed op kan uitoefenen(dit wordt bijvoorbeeld aangetoond door de metingen van Kamma & Van Zijl [2002]).De bijbehorende (significante) capaciteitsverschillen geven dan ook een idee van deonzekerheden die men op de berekeningen heeft enkel en alleen ten gevolge van deze eneparameter.


0%

20%

40%

60%

80%

100%

120%

140%

300 500 700 900 1100 1300 1500 1700 1900 2100

diameter (mm)

rela

tieve

toen

ame

capa

cite

it

ks = 0.5ks = 5

Figuur 130 : Invloed van de ruwheidsparameter ks (in mm) uit de White-Colebrook formuleop de capaciteit van de rioolleidingen ten opzichte van de standaardwaarde van 1,5 mm

(de overeenkomstige variatie in Manning coëfficiënt ligt tussen 0,011 en 0,016 s/m1/3

bij een gemiddelde waarde van 0,013 s/m1/3).

( )Q F iontwerp j jj

= ∑ ϕ (55)

Het ontwerpdebiet Qontwerp kan worden berekend met de rationele methode [Berlamont, 1997] :

met : Fj = oppervlakte van deelgebied j [ha]nj = afvoercoëfficiënt van deelgebied ji = neerslagintensiteit [l/s/ha]

Voor een ontwerpberekening gebaseerd op de rationele methode is een afvoercoëfficiënt van 0,8voor verharde oppervlakken en 0 voor onverharde oppervlakken een aanvaardbare benadering,tenzij de onverharde oppervlakken een significante bijdrage hebben (zie paragraaf 5.1). De neerslagintensiteit i is functie van de terugkeerperiode en van de kritieke buiduur )t, welkegelijk is aan de concentratietijd Tc in het ontwerppunt (zie paragraaf 4.2). Dit betekent dat de tegebruiken neerslagintensiteit verschilt van punt tot punt in het rioolstelsel. Tabel 27 in paragraaf4.2 geeft de neerslagintensiteiten voor een aantal buiduren en terugkeerperioden. Voor eenhandberekening met de rationele methode gebruikt men traditioneel een ontwerpterugkeerperiodevan 2 jaar. Voor probleemgebieden in steden, commerciële of industriële zones kan eenontwerpterugkeerperiode van 5 jaar gehanteerd worden (dit is overeenkomstig de Europese NormEN752 [BIN, 1996, 1997]), maar is een dimensionering enkel op basis van een handberekeningaf te raden (zie ook paragraaf 5.4).


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2

diameter (m)

Q /

Qvo

l

afronding naar dichtstbijzijnde commercieel beschikbare diameterafronding naar boven op 1 cmmaximale capaciteitondergrens debiet bij afronding naar dichtstbijzijnde diameterondergrens debiet bij afronding naar boven op 1 cm

Figuur 131 : Effect van het afronden van de berekende diameter op de maximale (vette lijnen)en minimale (dunne lijnen) debietverhoudingen.

De diameter moet worden afgerond naar boven (na berekening tot op 1 cm nauwkeurig).Indien het ontwerpdebiet niet meer dan 7,6 % hoger is dan de capaciteit van de leiding met eendiameter die naar onder wordt afgerond (het maximaal debiet is 7,6 % hoger dan het debiet bijeen volle leiding) kan (bij een voorontwerp) naar onder worden afgerond. Voor leidingen diegemakkelijk onder druk komen ten gevolge van opstuwing wordt best altijd naar boven afgerond.Indien naar de dichtstbijzijnde diameter zou worden afgerond, is de kans op het overschrijden vande capaciteit van de leiding te groot bij het afronden naar onder (figuur 131).

De doorvoer van een gemengd rioolstelsel moet voldoende groot zijn, opdat bij het in werkingtreden van de overstorten het gemengd afvalwater voldoende verdund is. Op het moment dat eenoverstort in werking treedt moet er daarom uit het betreffende riool(sub)stelsel minimaal6 DWA14 worden afgevoerd.De doorvoer moet bovendien voldoende groot zijn om de ledigingstijd van het rioolstelsel tebeperken tot maximaal 12 uren. De reden hiervoor is het beperken van afbraakprocessen in deriolering. Omdat hierbij vooral het stilstaande water van belang is, kan de ledigingstijd benaderdworden als de statische onderdrempelberging (figuur 149) gedeeld door de gemiddeldeovercapaciteit (5 keer DWA14). De overcapaciteit is gelijk aan de doorvoercapaciteit verminderdmet de DWA (overcapaciteit en doorvoercapaciteit worden uitgedrukt in mm/h, dus relatief t.o.v.de aangesloten verharde oppervlakte). Aangezien de doorvoercapaciteit kan variëren in de tijd,dient hiervoor een (volumetrisch) gemiddelde te worden genomen over de ledigingstijd(dit is de integraal van het doorvoerdebiet over de ledigingstijd gedeeld door de ledigingstijd).


overstortfrequentie[/jaar]

overcapaciteit[mm/h]

nodige berging[mm]

ledigingstijd[h]

7

0,5 10,3 21

0,6 9,5 16

0,7 8,7 12

10 0,5 8,5 17

0,6 7,6 13

Tabel 34 : Ledigingstijden bij een constante overcapaciteit.

In tabel 34 staan de ledigingstijden voor een aantal typische rioolsystemen weergegeven infunctie van de overstortfrequentie en de overcapaciteit (bij een constante overcapaciteit in functievan de berging in het rioolstelsel). Hieruit blijkt dat bij een overstortfrequentie van 7 keer perjaar een minimale overcapaciteit van 0,7 mm/h nodig is om de ledigingstijd te beperkentot 12 uren. Dit is de minimale overcapaciteit die in Nederland wordt opgelegd.Bij een overstortfrequentie van 10 jaar is er een minimale overcapaciteit nodig van 0,6 mm/h.In Vlaanderen wordt met een minimale overcapaciteit van 0,5 mm/h gerekend [VMM, 1996a],wat tot grotere ledigingstijden leidt dan 12 uren. Indien men de ledigingstijd tot 12 uur wenst tebeperken bij een overstortfrequentie van 7 keer per jaar, dient men dus de minimaleovercapaciteit te verhogen tot 0,7 mm/h. Indien de overcapaciteit niet constant is in functie vande berging in het rioolstelsel (bijvoorbeeld bij een gravitaire doorvoer), zullen de ledigingstijdennog groter zijn.


5.4 Hydrodynamische modellering

Omdat randvoorwaarden en opstuwingseffecten een zeer belangrijke rol spelen met betrekkingtot een goede afvoer en de inschatting van overstromingsgevaar, is een hydrodynamischeberekening van het gehele rioolstelsel noodzakelijk. Een voorontwerp opgemaakt op basis vande regels voor handberekeningen (paragraaf 5.3) kan worden geoptimaliseerd met eenhydrodynamisch berekening.

5.4.1 Hydrodynamische modellen

Sinds halverwege de jaren ‘80 worden hydrodynamische simulatiemodellen gebruikt voorhet doorrekenen van rioleringen. Deze modellen zijn een numerieke implementatie van de‘de Saint-Venant’-vergelijkingen [Berlamont, 1997]. De eerste generaties van deze modellenwaren niet altijd even nauwkeurig [Vaes & Berlamont, 1998a, 1999a,e]. In Vlaanderen wordtsinds de beginjaren ‘90 hoofdzakelijk met de simulatiesoftware van Wallingford Software(Groot-Brittannië) gerekend. Voor deze simulatiesoftware kan men slechts van een relatief‘volwassen’ technologie spreken vanaf 1996 met Hydroworks versie 2.22 [WS, 1996].Toch heeft de huidige generatie simulatiemodellen nog een hele reeks beperkingen :S Om stroming onder druk te kunnen simuleren wordt gebruik gemaakt van een ‘Preissmann

slot’ [Cunge & Wegner, 1964], waardoor de stroming onder druk kan gesimuleerd wordenmet de vergelijkingen die gelden voor stroming met vrij wateroppervlak. Dit heeft eenkleine invloed op de voorspelling van de stromingssnelheden omdat de natte sectiegroter is dan in werkelijkheid [Vaes & Berlamont, 1996b; Vaes et al., 1999a;Vaes & Vanderkimpen, 2000; Vaes & Bouteligier, 2001; Bouteligier & Vaes, 2003].Deze afwijking van de snelheden kan men verkleinen door de breedte van het Preissmannslot te verkleinen, maar hierdoor kan de simulatie minder stabiel worden.

S Bij lage waterhoogte in de riolen treden er numerieke problemen op [Clemens, 2001].Daarom wordt een minimale waterhoogte gehanteerd tijdens de berekening door extrawater toe te voegen in het begin van de leiding en deze er op het einde terug uit te halen[WS, 2001a]. De hydraulische simulatieresultaten worden hierdoor voorontwerptoepassingen niet significant beïnvloed.

S Het verband tussen debiet en waterhoogte is geen eenduidig verband voor cirkelvormige(en eivormige) riolen (figuur 132) [Berlamont, 1997]. In Hydroworks/Infoworks wordthier een monotoon verband voor opgelegd, waardoor de hoogte van eenparige bewegingminder nauwkeurig wordt ingeschat bij vullingsgraden tussen 80 en 100 % [Vaes &Berlamont, 1996b; Vaes et al., 1999a; Vaes & Vanderkimpen, 2000; Vaes & Bouteligier,2001]. In de versie 5.0 kan deze linearisatie worden uitgeschakeld [WS, 2003], maar deinvloed hiervan moet verder worden onderzocht. Dit beïnvloedt de capaciteit van deleiding en de schatting van de piëzometrische hoogte. Een voorbeeld van zo een monotonebenadering is weergegeven in figuur 133 met daarbij het effect op debiet en snelheid.Zodra de leiding onder druk stroomt valt deze benadering weg. De simulatiesoftwareMouse (Danish Hydraulic Institute [DHI, 1999]) lijkt hier minder invloed van teondervinden [Vaes et al., 1999b].


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2

h/D

U/UvolQ/Qvol

Figuur 132 : Verband tussen debiet (en snelheid) en vullingsgraadvoor een cirkelvormige leiding [Berlamont, 1997].

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2

h/D

U/UvolQ/Qvol

Figuur 133 : Voorbeeld van een monotone benadering van het verband tussen debiet(en snelheid) en vullingsgraad voor een cirkelvormig leiding (zwarte lijnen voor de

benadering; de grijze lijnen tonen het oorspronkelijke verband uit figuur 132).


S Reeds bij relatief kleine hellingen kan er superkritische stroming optreden in riolen(tabel 36). Hydroworks/Infoworks kan geen superkritische stroming simuleren en geeft dehoogte van eenparige beweging als oplossing, wat aanvaardbaar is [Vaes & Bouteligier,2001]. Omdat de meeste verhanglijnen in riolen echter afwaarts bepaald zijn, treedt er eenovergang op van superkritische naar subkritische stroming via een watersprong.Deze watersprong kan niet gesimuleerd worden in Hydroworks/Infoworks, alhoewel depositie ervan kan bepaald worden door modelverfijning [Vaes & Bouteligier, 2001](zie paragraaf 3.2.6). De simulatiesoftware Sobek (Delft Hydraulics, Nederland[DH, 2000]) zou wel superkritische stroming kunnen simuleren.

S Wanneer er water op straat komt bij overstroming kan men in het model kiezen om ditlokaal op te slaan of verloren te laten gaan. Indien men kiest om het water lokaal op teslaan wordt dit in Hydroworks/Infoworks gemodelleerd met een dubbele conus waarbij hetonderste gedeelte het straatgedeelte beneden de stoepranden voorstelt en het gedeeltedaarboven het wijder overstroombare gebied [WS, 2001a]. Opdat de bergingsvolumes inde dubbele conus representatief zouden zijn, dienen de parameters ervan voldoendenauwkeurig gekozen te worden; de standaard waarden zijn zelden representatief.Daarnaast is er ook nog de mogelijkheid om geknevelde putten aan te nemen, waarbij ergeen water uit kan stromen. In de praktijk kan het water dat uit het riool stroomt zich op straatniveau een weg banenafhankelijk van de topografie van het terrein. Dit kan tot wateroverlast leiden oplaaggelegen plaatsen zonder dat dit met een dergelijk simulatiemodel kan wordenvoorspeld. Via een quasi-2D-verticaal model kan dit wel gesimuleerd worden, maar ditvergt zeer veel data over de situatie aan het oppervlak. Dit houdt in dat een 1-dimensionaalmodel van de straten wordt opgemaakt (de straatprofielen worden ingegeven alsdwarsprofielen) en dat dit als een extra laag geplaatst wordt boven het rioleringsmodel,gekoppeld via mangaten en straatkolken. Hiertoe dient men de dwars- en langsprofielenvan de straten te kennen. Bovendien spelen locale factoren een zeer belangrijke rol,zoals garage-inritten, kelderaansluitingen, verkeersdrempels, enz... De haalbarenauwkeurigheid van een dergelijk quasi-2D-verticaal model is nog onderwerp van verderonderzoek. Zelfs met een quasi-2D-verticaal model blijft het model een ruwe benadering,want bijvoorbeeld ter hoogte van kruispunten kan de stroming zeer complex zijn [Naníaet al., 1998]. De meest recente trend in overstromingsmodellering is het koppelen van GIS (GeografischInformatieSysteem, gebruik makend van een DTM = Digitaal Terrein Model) met het1-dimensionaal hydraulisch model om zo een weergave te bekomen van de overstroomdegebieden. Dit houdt echter risico’s in, want bij de koppeling naar het GIS-model wordt ergeen rekening meer gehouden met de stroming van het water over het oppervlak. Het isenkel een extrapolatie van de overstromingshoogten uit het hydraulisch model in de ruimte.Dit kan leiden tot zeer sterk overschatte overstromingsinvloeden. Een dergelijke koppelingmet een GIS-model is dan ook enkel betrouwbaar indien reeds een quasi-2D-model isgebruikt voor de overstroming. Dit werd reeds uitgebreid onderzocht voorwaterlooptoepassingen [Berlamont et al., 2000b].

S Tot 2001 was er een probleem met de berekening van de hydraulische geleidbaarheid(conveyance K = debiet / /verhang) in Hydroworks/Infoworks [Vaes et al., 1999a; Dirckx,2001]. Hierdoor werd de piëzometrische hoogte overschat voor leidingen met zeer kleinehelling, vooral wanneer ze onder druk kwamen. Dit probleem is opgelost vanafHydroworks versie 7.0 [WS, 2001a].


S De vergelijkingen van de Saint-Venant worden numeriek (iteratief) opgelost in desimulatiesoftware. Om het numerieke schema te laten convergeren zijn er een aantalsimulatieparameters standaard geïmplementeerd. In de huidige versies van desimulatiesoftware zitten deze parameters een beetje weggestopt in een aparte file, waar zewel kunnen worden aangepast. Het ligt echter niet voor de hand om deze parameters tewijzigen, want men heeft zeer weinig zicht op de convergentie van de simulatie.De berekeningen gaan vandaag de dag zo snel dat het ook onmogelijk is om deconvergentie voor alle leidingen tijdens alle tijdstappen in het oog te houden.Daarom wordt best met de standaard simulatieparameters gerekend. Nochtans kan hetaanpassen van deze parameters enigszins verschillende resultaten geven, zeker indien enkelnaar de extreme waarden wordt gekeken. Het is immers mogelijk dat tijdens de simulatieer in een of andere leiding gedurende een bepaalde tijdstap een numeriek probleemoptreedt, waarbij de oplossing extreem afwijkt van wat normaal is. Dit noemt men een‘spike’ in de simulatieresultaten. Aangezien de simulatietijdstap meestal veel kleiner is dande tijdstap waarmee de resultaten worden weggeschreven, zal men een dergelijke spikezelden opmerken in de simulatieresultaten. In Hydroworks wordt echter een bestandbijgehouden met de maximale waarden van alle hydraulische parameters (het prn-bestand)welke gebaseerd is op alle waarden tijdens de simulatie en niet enkel deze welkeovereenkomen met de tijdstap van het wegschrijven van de simulatieresultaten.Hierdoor komt het frequenter voor dat men een spike aantreft in het prn-bestand.Deze spikes zijn er meestal wel goed uit te halen omdat het extreem abnormale waardenzijn, maar voor heel wat andere resultaten waarbij het numeriek schema niet helemaaltot convergentie is gekomen, heeft men geen weet van de afwijking op de resultaten.Het blijft dus altijd voorzichtigheid geboden bij de interpretatie van simulatieresultaten.Hydroworks versie 7.0 lijkt minder last te hebben van spikes dan de voorgaande versies[Dirckx, 2001].Meer details over numerieke stabiliteit van rioleringssoftware is terug te vinden in[Clemens, 2001].

S Het inrekenen van de ladingsverliezen werd aangepast in Infoworks sinds versie 4.5 [WS,2002], waardoor kleine verschuivingen van debieten kunnen optreden bij vermaasdenetwerken [Aquafin, 2003]. In de nieuwe versie wordt werkelijke natte sectie van deleiding gebruikt bij de berekening van de ladingsverliezen, terwijl in de voorgaande versiesde volledige sectie werd gebruikt, ook als de leiding niet volledig gevuld was. Dit leiddein het verleden tot een onderschatting van de ladingsverliezen.


Het gebruik van hydrodynamische simulatiemodellen heeft een grote ommekeer teweeggebrachtin de sector van de rioleringen. Door de steeds sneller wordende computers, stijgen demogelijkheden elk jaar : grotere systemen, complexere netwerken, langere buien ofneerslagtijdreeksen, enz... De simulatiemodellen hebben echter ook een nadelige kant.Bij het gebruik van handberekeningen (bijvoorbeeld met de rationele methode [Berlamont,1997]) kon men slechts ruwe schattingen maken en nam men een voldoende veiligheid aan bijhet ontwerp van riolen. Met simulatiemodellen kan men veel nauwkeuriger simuleren en wordende veiligheden daardoor sterk verlaagd. Men kan nu berekeningen maken van de piëzometrischehoogte bijvoorbeeld tot op een centimeter nauwkeurig, maar beseft daarbij vaak niet dat deonzekerheden op model en invoerparameters een grootteorde groter zijn. Het is bekend dat metde rationele methode de riolen in het algemeen overgedimensioneerd worden, alhoeweldynamische effecten niet worden beschouwd. Alleen al door de diameters af te ronden naarboven, kan de terugkeerperiode voor een vollopende leiding van oorspronkelijk 2 jaar stijgen totzelfs 5 jaar [Ven te Chow, 1981]. De terugkeerperiode voor overstroming kan tot zelfs 4 à 5 keerhoger liggen dan de ontwerpterugkeerperiode [Jensen & Prisum, 1988]. Deze veiligheidsmargeswaren ingebed in de ontwerpcriteria. Toen de hydrodynamische simulaties veralgemeendwerden, werden de ontwerpcriteria behouden. De (impliciete) veiligheid op het ontwerp daalthierdoor nochtans in belangrijke mate, onder andere omdat met de werkelijke diameters wordtgerekend. Indien een rioolstelsel dus wordt gedimensioneerd voor een terugkeerperiode van5 jaar met betrekking tot ‘water op straat’ en het is goed berekend, zal er zich ook werkelijkgemiddeld eens in de 5 jaren ‘water op straat’ voordoen. De vraag is of dit wel de bedoeling is.In elk geval blijkt hieruit dat wanneer men de technologie aanpast, men ook over de criteria terugmoet nadenken. Dit is in het verleden te weinig het geval geweest [Vaes & Berlamont, 1998a,1999a,e].

5.4.2 Randvoorwaarden

De manier waarop randvoorwaarden worden ingewerkt in een hydrodynamisch model, kan eengrote invloed hebben op de schatting van de extreme piëzometrische hoogten in het rioolstelsel.In principe zou hiervoor met een integraal model riolering-waterloop in combinatie met continuelange termijn simulaties gewerkt moeten worden. De twee afwateringssystemen hebben immerseen sterk verschillende respons op neerslaginvoer, waardoor de kritieke situaties van hetgecombineerd systeem moeilijk zijn in te schatten wanneer deze twee afwateringssystemen nietsamen worden beschouwd (bijvoorbeeld [Dahl et al., 1996; Vaes et al., 2002g,h,k]).Bovendien gedragen beide systemen zich niet-lineair, d.w.z. er is geen eenduidige relatie tusseninvoer (neerslag) en uitvoer (debieten). Bij de waterlopen komt dit doordat de verzadiging vande ondergrond een belangrijke rol speelt in de hydrologie van het waterloopbekken.Deze verzadiging bepaalt niet enkel de basisdebieten, maar heeft ook een grote invloed op deogenblikkelijke afvoercoëfficiënten van de oppervlakte-afstroming. Bij riolen zorgenhoofdzakelijk de overstorten (en ander hydraulische structuren) voor de niet-lineariteit :zolang er voldoende berging is in het systeem wordt er niets overgestort en zodra de berging volis, stort het merendeel van het toegevoerde water over.


Een integrale modellering met continue lange termijn simulaties is vandaag de dag echter nogniet haalbaar op grote schaal. Het koppelen van (gedetailleerde) riool- en waterloopmodellen kannuttig zijn om interacties te bestuderen, maar is niet echt bruikbaar voor continue lange termijnsimulaties omwille van de rekentijd. Zonder zulke continue lange termijn simulaties kan geenbetrouwbare analyse gemaakt worden van de frequentie van de gesimuleerde fenomenen.Het belangrijkste probleem met betrekking tot de interactie tussen riolering en waterlopen is datde tijdstippen van hoogwaterstanden in de ontvangende waterloop vaak niet overeenkomen metpiekafvoer vanwege de overstorten (bijvoorbeeld [Dahl et al., 1996; Vaes et al., 2002g,h,k]).De waterlopen hebben vaak piekdebieten in de winter, terwijl de piekafvoer vanwege rioleringenzich vooral in de zomer manifesteert. Het gebruik van globale randvoorwaarden leidt daaromvaak tot een overschatting van de interactie (dit is wel aan de veilige kant). Beter is het om derandvoorwaarden afzonderlijk te bepalen voor zomer en winter en deze te combineren metafzonderlijke simulaties met respectievelijk winter- en zomerbuien. Ook wanneer men met eenwaterloopje te doen heeft dat vooral bij zomerse buien een grote afvoer heeft, kan er eentijdverschuiving zijn tussen de piekafvoer van het waterloopje en deze van de overstorten.De juiste correlatie is echter moeilijk te voorspellen zonder continue lange termijn simulatie meteen integraal model.Voor rioleringsberekeningen met betrekking tot het ontwerp is het meestal niet nodig om eenintegrale modellering uit te voeren. Er kunnen immers berekeningen gemaakt worden met hetrioleringsmodel alleen, waarbij de randvoorwaarden aan de veilige kant worden gekozen.De meest evidente veilige aanname is dat men de waterhoogte in de waterloop inschat bij deterugkeerperiode gelijk aan de ontwerpterugkeerperiode, waarbij men geen onderscheid maaktin seizoensgebonden variaties van de waterstand in de waterloop. Indien er een uitgesprokenseizoensgebonden variatie is van de waterstand in de waterloop, kan het modelleren voor aparteseizoenen een grote meerwaarde bieden (lagere en betere inschatting van de afwaartsewaterhoogten in de zomer). Hiertoe worden de waterhoogten in de waterloop afzonderlijkbepaald voor zomer- en wintersituatie en worden de randvoorwaarde voor de zomer voor deontwerpterugkeerperiode gecombineerd met zomercomposietbuien met dezelfde terugkeerperiodeen idem voor de wintersituatie. Afzonderlijke zomer- en wintercomposietbuien werden reeds in1998 opgesteld door het Laboratorium voor Hydraulica van de K.U.Leuven [Vaes et al., 1998a;Vaes, 1999]. Deze twee afzonderlijke scenario’s (winter en zomer) kunnen dan wordensamengesteld gebruik makend van de formule in paragraaf 4.5 (figuur 121). Hiertoe dienen weleen reeks terugkeerperioden te worden gesimuleerd.Het grootste probleem bij de keuze van de randvoorwaarden is echter de beschikbaarheid vangegevens met betrekking tot de waterstand ter hoogte van de interactiepunten. Het aantallimnigrafische meetstations op waterlopen in Vlaanderen is beperkt en hieruit kan niet altijdeenvoudig een waterhoogte worden afgeleid op een andere locatie. Handiger is het om gebruikte maken van waterloopmodellen, maar ook hier geldt dat slechts een gedeelte van de bevaarbarewaterlopen en de onbevaarbare waterlopen van 1e (soms ook 2e) categorie reeds is gemodelleerd.Het is dan ook vaak gissen naar een waterhoogte bij de ontwerpterugkeerperiode (zie ookparagraaf 6.3.1).


Bovendien zal de waterhoogte in de waterloop bij een bepaalde terugkeerperiode niet onbeperktin duur behouden blijven. Het is een combinatie van waterhoogte en de duur ervan die deterugkeerperiode van de randvoorwaarde bepalen. Indien er een tijdreeks van waterstandenbeschikbaar is, dient deze te worden verwerkt tot HDF-relaties (Hoogte/Duur/Frequentie-relaties), analoog aan de IDF-relaties voor neerslag (zie paragraaf 4.2). Op basis van deze HDF-relaties kunnen dan composietlimnigrammen opgemaakt worden, analoog aan het opstellen vancomposietbuien zoals beschreven staat in paragraaf 4.3. Voor composietgebeurtenissen op basisvan hydraulische parameters die reeds gerout zijn door een afstromingsmodel, kan het nodig zijnom een zekere scheefheid te introduceren, waardoor men geen symmetrische profielen meer heeft[Vaes et al., 2002c,d] (zie ook paragraaf 4.3).Een moeilijkheid bij de combinatie van composietlimnigrammen met de bijbehorendecomposietbuien met dezelfde terugkeerperiode, is de positionering van de pieken. Immers, zoalsreeds werd aangehaald, zullen pieken in waterloop en riolering niet noodzakelijk samenvallen.De correcte correlatie valt moeilijk in te schatten zonder continue lange termijn simulatie.De meest kritieke situatie (benadering aan de veilige kant) is deze waarbij men de pieken inwaterhoogte laat samenvallen met de debietpieken ter hoogte van de interactiepunten. Een meereenvoudige benadering bestaat erin om de piekwaterhoogte te laten samenvallen met depiekneerslag, maar dit wijkt af van de reële situatie waarbij de piekwaterhoogte in deontvangende waterloop meestal later komt dan de piekafvoer vanwege het riool omdat deconcentratietijd van de ontvangende waterloop meestal groter is. Men kan daarom beter eenschatting maken van de concentratietijd bij piekbelasting voor de waterloop(oppervlakteafstroming en stroming doorheen waterloop) en deze concentratietijd alspiekverschuiving inbouwen tussen piekneerslag op het gerioleerde gebied en piekwaterhoogtein de waterloop. In bepaalde gevallen kan deze realistische schatting toch tot een onderschattingleiden.

Ook binnen het rioleringssysteem is een goede keuze van de randvoorwaarden van groot belang.Vaak worden vrij grote rioleringssystemen uitgebouwd die men niet als geheel kan of wilsimuleren. Een doordachte keuze van de locaties waar men het model doorknipt is hierbij zeerbelangrijk. Het afgezonderde systeem moet hydraulisch onafhankelijk zijn van de aangrenzendesystemen ofwel dient de hydraulische afhankelijkheid te worden opgelegd als randvoorwaarde.Aangezien de randvoorwaarde zelf kan veranderen door het systeemgedrag van het afgezonderdesysteem, kan een iteratie hierbij nodig zijn. De meest logische plaatsen om het model door teknippen, zijn ter hoogte van persleidingen, knijpleidingen, vervalschachten, enz..., maar ook daardient men goed na te gaan of er geen beïnvloeding is. In afwaartse ontkoppelingspunten legt meneen (tijdsafhankelijke) waterhoogte op en in opwaartse ontkoppelingspunten een(tijdsafhankelijk) debiet.

Indien men toch een integrale modellering wenst uit te voeren, dient aan een aantal minimalevereisten voldaan te worden om betrouwbare resultaten te bekomen (zie paragraaf 6.1). Voor eenrioleringsontwerp heeft een dergelijk integraal model slechts een beperkt nut, namelijk om eenbetere inschatting te maken van de afwaartse randvoorwaarden en de interactie tussen hetontvangende oppervlaktewater en het rioolstelsel.


Indien de waterhoogte in het ontvangende oppervlaktewater hoger komt dan de overstortdrempelen er dus terugstroming vanuit het oppervlaktewater in de riolering kan ontstaan, is het aan teraden om een terugslagklep te voorzien. Hierbij dient bijzondere aandacht te worden besteed aanhet blokkeringsgevaar van de kleppen. Het is dan belangrijk voor het ontwerp om de tijd goedin te schatten gedurende welke deze terugslagkleppen dicht zijn, dit wil zeggen een voldoendelange duur van de randvoorwaarde beschouwen. Indien deze tijd te lang is en het water van eenextreme bui niet in het rioolstelsel kan worden geborgen gedurende deze tijd, is het aan te radenom buffering (eventueel met overstortpompen) te plaatsen. Het buffervolume moet niet enkelrekening houden met de periode dat de gravitaire afvoer niet kan gebeuren, maar ook met denodige buffering gedurende de interventietijd bij het falen van de pompen.


5.5 Zelfreinigend vermogen

5.5.1 Zelfreinigende riolen

Om sedimentatie te beperken in rioolleidingen wordt meestal gesteld dat een minimalestroomsnelheid noodzakelijk is. Op basis van deze minimale snelheid kan dan een minimalehelling worden bepaald bij een bepaalde vullingsgraad. Deze minimale snelheid is echterafgeleid van het feit dat men een minimale schuifspanning nodig heeft om deeltjes niet te latenbezinken en eventueel om deze deeltjes terug in suspensie te brengen. Voor gemengde riolenwordt traditioneel een minimale (kritieke) schuifspanning gelijk aan 3 N/m2 aangenomen bij eenhalfvolle leiding [Berlamont, 1997; VMM, 1996a]. Dit lijkt een vrij hoge waarde indien men ditenkel in het licht van bezinking bekijkt, maar aangezien de debieten zeer variabel zijn zal erbezinking optreden tijdens droog weer perioden. De schuifspanningen die nodig zijn om ditbezonken slib terug op te woelen zijn heel wat groter dan deze om de deeltjes te verhinderen omte sedimenteren. Dit geeft duidelijk aan dat er een onderscheid moet worden gemaakt tussennodige schuifspanningen voor het verhinderen van bezinking en het bekomen van erosie vanbezonken materiaal. Toch dient er op gewezen te worden dat een voldoende hoge schuifspanningin de leidingen slechts zinvol is indien de stroming er ook gelijkmatig kan gebeuren.Lokale hindernissen zijn preferentiële locaties voor sedimentatie en moeizame erosie(bijvoorbeeld in mangaten) [Moens, 2001]. Ook vermazingen spelen hierbij een belangrijke rol.Vermazingen dienen daarom beperkt te worden tot de noodzakelijke locaties en aangelegd teworden als hoger gelegen riolen die niet in werking treden bij DWA en lage afvoer [Moens,2001].In Nederland wordt slechts gerekend met een kritieke schuifspanning van 1 tot 1,5 N/m2 [Rioned,2002a] bij ‘maatgevende afvoer’, maar onafhankelijk van het type riool. Toch vermeldt dezeNederlandse richtlijn dat voor de uitschuring van de bezonken deeltjes een schuifspanning van2,5 N/m2 nodig is. Koot [1981] en Yao [1974] vermelden een minimale schuifspanning van 3 tot4 N/m2 voor regenwaterriolen en gemengde riolen. Veel hangt af van de hydraulische conditiesbij welke deze schuifspanningen worden opgelegd en in mindere mate van de ontwerpwaarde vande buisruwheid. Ook de voorafgaande droog weer periode kan een belangrijke rol spelen.Ristenpart & Uhl [1993] vonden schuifspanningen variërend tussen 2,3 en 3,3 N/m2 voor hetuitschuren van rioolsedimenten, waarbij de grotere waarden overeenkwamen met langerevoorafgaande droog weer periodes.

De minimale kritieke schuifspanning voor min of meer zelfreinigende gemengde riolen enregenwaterriolen wordt dan ook gelijk genomen aan 3 N/m2. Dit is de schuifspanning die nodigis om in het riool bezonken sediment, dat afkomstig is van de afspoeling van verhardeoppervlakken, terug op te woelen. De hydraulische condities waarbij deze schuifspanning wordtopgelegd (d.w.z. hoe vaak er uitschuring zal optreden) dienen te worden bepaald op basis van destatistische kenmerken van de neerslag.


Sg D

critmin =

τρ

4(56)

Traditioneel wordt voor een handberekening (voorontwerp) de minimale helling zodanig gekozendat de kritieke schuifspanning Jcrit wordt bereikt bij een vullingsgraad van 50 %. Dit komtovereen met de schuifspanning bij een volle leiding (figuur 60). Dit betekent dat voor deminimale helling Smin geldt :

met : D = diameter [m]g = valversnelling = 9,81 m/s2

D = densiteit van water = 1000 kg/m3

De schuifspanning vergroten kan door de helling te vergroten en eventueel door de diameter teverkleinen indien dit kan binnen de marges van het ontwerp.

Het is echter logischer dat de werkelijke maximale schuifspanning bij een bepaaldeterugkeerperiode wordt vastgelegd in plaats van de schuifspanning bij een volle of halfvolleleiding. Voor handberekeningen kan bij benadering worden gesteld dat de minimaleschuifspanning moet worden bereikt bij een terugkeerperiode van bijvoorbeeld 2 jaar, omdat ditde standaard ontwerpterugkeerperiode is en dit toch nog leidt tot een aanvaardbare frequentie vanhet zelfreinigend vermogen van het riool. De maximale schuifspanning doet zich voor bij eenvullingsgraad van 81 % en is 22 % groter dan de schuifspanning bij een (half)volle leiding(figuur 60). De maximale snelheid is dan 14 % groter dan de snelheid bij een (half)volle leiding.

In tabel 35 worden de minimale hellingen voor verschillende diameters gegeven, gebaseerd opeen minimale schuifspanning van 3 N/m2 bij een terugkeerperiode van 2 jaar bij eenparigestroming en een voldoende grote vullingsgraad. Indien de stroming niet eenparig is, dient hetverhang over de leiding aan deze minimale hellingen te voldoen om de gewenste schuifspanningte bekomen. In dit geval is een hydrodynamische simulatie aan te raden. Onder de aanname voor tabel 35 wordt afgestapt van het bereiken van de minimaleschuifspanning bij een (half)volle leiding (zoals dit in het verleden veelvuldig toegepast werd),maar wordt er een expliciete terugkeerperiode aan gekoppeld. Door hiervoor de (meest gebruikteontwerp)terugkeerperiode van 2 jaar te kiezen, zal voor de meeste leidingen de minimaleschuifspanning wel minder frequent worden bereikt dan bij de traditioneel gebruikte minimaleschuifspanning bij een halfvolle leiding bij de ontwerpterugkeerperiode van 2 jaar.Een frequentie van één keer op 2 jaar voor het verwijderen van sediment in rioolleidingen lijktechter aanvaardbaar.Aangezien bij een voorontwerp het riool wordt ontworpen voor het debiet bij een volle leidingen dit debiet reeds bekomen wordt bij 81 % vullingsgraad (figuur 132) zal de maximaleschuifspanning (omwille van afronding van de diameter naar boven) in de meeste gevallenslechts voorkomen bij terugkeerperioden groter dan 2 jaar. Het is daarom beter te rekenen metde werkelijke maximale schuifspanning bij een terugkeerperiode van 2 jaar dan gebruik te makenvan de afgeleide minimale hellingen (zie ook figuur 134).


diameter D[mm]

minimale helling Sminbij 1 N/m2



250 1,3 ‰ 2,7 ‰ 4,0 ‰300 1,1 ‰ 2,2 ‰ 3,3 ‰350 1,0 ‰ 1,9 ‰ 2,9 ‰400 (0,8 ‰) 1,7 ‰ 2,5 ‰450 (0,7 ‰) 1,5 ‰ 2,2 ‰500 (0,7 ‰) 1,3 ‰ 2,0 ‰600 (0,6 ‰) 1,1 ‰ 1,7 ‰700 (0,5 ‰) 1,0 ‰ 1,4 ‰800 (0,8 ‰) 1,3 ‰900 (0,7 ‰) 1,1 ‰1000 (0,7 ‰) (0,9 ‰)1200 (0,6 ‰) (0,8 ‰)1400 (0,5 ‰) (0,7 ‰)1600 (0,6 ‰)

1800 en groter (0,5 ‰)

Tabel 35 : Minimale helling in functie van de diameter om een schuifspanningvan 1, 2 of 3 N/m2 te realiseren bij een terugkeerperiode van 2 jaar

(bij leidingen met een vullingsgraad van minimaal 81 %).

SD mmmin [ ]

=1

(57)

Volgens de Europese Norm kan men algemeen als minimale helling Smin aannemen in functie vande diameter D [BIN, 1997a] :

Dit geeft waarden voor de minimale helling die ongeveer gelijk zijn aan deze die overeenkomenmet een schuifspanning van 3 N/m2 zoals weergegeven in tabel 35.

Indien de vullingsgraad minder dan 81 % is (dit kan ook het gevolg zijn van afrondingen van dediameter naar boven), zal de maximale schuifspanning ook met de hellingen uit tabel 35 nietworden bereikt. Dit is zo bij kleine toevoerende verharde oppervlakken, maar omwille van deafronding van de diameter naar boven zal dit in alle gevallen eerder regel dan uitzondering zijn(de tabel is dus de limietsituatie). In dat geval kan de helling vergroot worden om toch nog eenzelfreinigend vermogen te bekomen. In figuur 134 worden de nodige hellingen weergegeven ombij een lage toevoerende verharde oppervlakte toch nog minstens met een terugkeerperiode van2 jaar een schuifspanning van 3 N/m2 te bekomen.


0

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01

0.012

0.014

0.016

100 1000 10000

aangesloten verharde oppervlakte (m2)

min

imal

e he

lling

250 mm300 mm350 mm400 mm

Figuur 134 : Minimale helling nodig om bij een beperkte toevoerende verharde oppervlaktetoch minimaal met een terugkeerperiode van 2 jaar een schuifspanning van 3 N/m2 te

bereiken.

Aangezien een vulling die veel kleiner is dan 81 % vooral voorkomt in de opwaartse uiteindenvan het rioolstelsel, waar de vuilinloop nog relatief beperkt is, kan bij een terugkeerperiode van2 jaar eventueel een kleinere minimale schuifspanning van 2 N/m2 volstaan. Dit komt neer opeen verhoging van de terugkeerperiode bij een schuifspanning van 3 N/m2 tot ongeveer 10 jaar.In figuur 135 worden de nodige hellingen weergegeven om bij een lage toevoerende verhardeoppervlakte toch nog minstens met een terugkeerperiode van 2 jaar een schuifspanning van2 N/m2 te bekomen of voor een terugkeerperiode van 10 jaar een schuifspanning van 3 N/m2.Deze relaxatie kan enkel maar gelden voor hellingen die groter zijn dan deze overeenkomstig eenschuifspanning van 3 N/m2 bij 81 % vulling (zie tabel 35).


0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.008

0.009

0.01

100 1000 10000

aangesloten verharde oppervlakte (m2)

min

imal

e he

lling

250 mm300 mm350 mm400 mm

Figuur 135 : Minimale helling nodig om bij een beperkte toevoerende verharde oppervlaktetoch minimaal met een terugkeerperiode van 2 jaar een schuifspanning van 2 N/m2

of bij een terugkeerperiode van 10 jaar een schuifspanning van 3 N/m2 te bereiken.

De schuifspanning blijkt enkel rechtstreeks functie van de helling en de diameter (via dehydraulische straal) en niet (rechtstreeks) van de buis- en bedruwheid. Daarom is deschuifspanning een eenvoudigere parameter om de minimale helling te bepalen dan destroomsnelheid, welke wel rechtstreeks functie is van de ruwheid. Yao [1974] toonde aan datvoor leidingen met kleine diameter en lage vullingsgraad (< 40 %) een schuifspanningscriteriumtot een meer efficiënt ontwerp leidt dan een snelheidscriterium. Deze stelling werd bevestigddoor Arthur et al. [1999] op basis van een uitgebreide literatuurstudie.


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400

diameter (mm)

snel

heid

(m/s

)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

schu

ifspa

nnin

g (N

/m2 )

snelheidschuifspanning

Figuur 136 : Relatie tussen minimale schuifspanning en snelheid bij de minimale hellingenovereenkomstig tabel 35. Voor diameters tot 2000 mm is een schuifspanning van 3 N/m2

opgelegd en voor grotere diameters is met een minimale helling van 0,5 ‰ gerekend.

Toch wordt een minimale stroomsnelheid vaak als criterium gebruikt om het zelfreinigendvermogen van leidingen te garanderen. In Vlaanderen wordt traditioneel met minimalestromingssnelheden van 0,6 tot 0,7 m/s gerekend [VMM, 1996a]. In figuur 136 wordt hetverband getoond tussen de minimale schuifspanning en de minimale snelheid bij de minimalehellingen uit tabel 35. Voor diameters tot 2000 mm is een schuifspanning van 3 N/m2 opgelegden voor grotere diameters is met een minimale helling van 0,5 ‰ gerekend (de overeenkomstigeschuifspanning is ook in de figuur weergegeven). Hieruit blijkt dat de traditioneel aangenomenminimale snelheid van 0,6 tot 0,7 ontoereikend is voor (half)volle leidingen. Butler & Davies[2000] vermelden een typische minimale snelheid van 1 m/s voor halfvolle of volle gemengderiolen. De American Society of Civil Engineering (1970) hanteert een minimale snelheid van0,9 m/s voor volle (of halfvolle) regenwaterriolen [EPA, 1998]. De British Standards (1987)vermelden een minimale snelheid van 1 m/s voor volle (of halfvolle) gemengde riolen [Arthuret al., 1999]. Een meer gediversifieerde minimale snelheid in functie van de diameter wordtgegeven in de recentere Britse richtlijnen van 1996 [Ackers et al., 1996]. Deze minimalesnelheden uit buitenlandse literatuur komen vrij goed overeen met het schuifspanningscriteriumvan 3 N/m2 bij (kleine) leidingen.


In de huidige hydrodynamische simulatiesoftware Hydroworks [WS, 2001a] wordt deschuifspanning niet als resulterende hydraulische parameter berekend en uitgeschreven.De schuifspanning is functie van de hydraulische straal en de helling, maar de hydraulische straalis vaak een vrij complexe functie van de waterhoogte [Berlamont, 1997]. Hierdoor is eeneenvoudige bepaling van de schuifspanning uit de bekomen hydrodynamische simulatieresultatenniet evident. De snelheden worden wel weergegeven. Via figuur 136 kan worden bepaald metwelke minimale snelheid de minimale schuifspanning van 3 N/m2 overeenkomt bij een bepaaldediameter. Deze minimale snelheid (die dus voor elke diameter verschilt) kan dan als criteriumworden gehanteerd. Het lijkt echter logischer om in de toekomst ook de schuifspanningrechtstreeks als resultaat uitgeschreven te krijgen. Zoals reeds gesteld werd is de schuifspanningeen beter criterium dan de snelheid om het zelfreinigend vermogen te beoordelen. In desimulatiesoftware Infoworks vanaf versie 4.5 is de schuifspanning wel als uitvoerparameterbeschikbaar op voorwaarde dat een waterkwaliteitssimulatie wordt uitgevoerd [WS, 2002].

Indien de schuifspanning bij een halfgevulde en goed gedimensioneerde leiding (bij eenontwerpterugkeerperiode van 2 jaar) gelijk is aan 3 N/m2, zal een schuifspanning van 2 N/m2

voorkomen met een frequentie tussen 5 en 20 keer per jaar (behalve voor de leidingen met eenminimale diameter die sterk zijn overgedimensioneerd). Dit is de schuifspanning die nodig is omde bezonken DWA-vervuiling terug op te woelen (zie paragraaf 3.2.4). Het is echter onmogelijkom uitgaande van een ontwerpberekening met een terugkeerperiode van 2 jaar duidelijke waardenvoor de frequentie van een bepaalde lagere schuifspanning te geven, omdat dit van de individuelesituatie van elke leiding afhangt. De enige manier om deze relatie tussen frequentie enschuifspanning in te schatten, is het uitvoeren van hydrodynamische simulaties methoogfrequente composietbuien en hiervoor nagaan wat de schuifspanningen zijn. Daarom wordtvoorgesteld om bij hydrodynamische berekeningen enkele simulaties uit te voeren methoogfrequente buien en hierbij na te gaan voor welke leidingen er schuifspanningswaarden onderbepaalde drempels voorkomen. Hieraan kunnen dan bijkomende eisen worden gesteld.Een schuifspanning van 2 N/m2 komt overeen met de schuifspanning die nodig is om debezonken DWA terug op te woelen. Dit zelfreinigend effect voor bezonken deeltjes van de DWAdient minimaal voor te komen met een frequentie gelijk aan deze van het in werking treden vande overstort. Op die manier wordt de bezonken DWA afgevoerd naar de RWZI en komt ditslechts zelden in het overstortwater terecht. Indien er voorbezinkputten aanwezig zijn op alleDWA-aansluitingen volstaat een schuifspanning van 1 N/m2 in plaats van 2 N/m2 (zie paragraaf3.4).

Hellingen kleiner dan 1 ‰ zijn in de praktijk moeilijk correct uitvoerbaar en dienen daarom teworden vermeden. Bij grote leidingdiameters mag hiervan in uitzonderlijke gevallen lokaalworden afgeweken, waarbij de helling zeker niet kleiner mag worden dan 0,5 ‰. Indien deuitgravingen te diep worden, kan men tussenliggende pompen installeren in een gravitairrioolnetwerk (figuur 137). Hierbij moet er zeker op gelet worden dat de waterhoogte in depompenkelder geen significante opstuwing veroorzaakt in de toekomende leidingen. Dit is nodigom sedimentatie net opwaarts van de pompenkelder te beperken.


Figuur 137 : Pompmogelijkheden bij vlakke terreinen.

5.5.2 Niet-zelfreinigende riolen

Omdat het aanleggen van een min of meer zelfreinigend riool in de praktijk kan leiden tot zeerhoge aanleg- en exploitatiekosten in vergelijking met de bijkomende onderhoudskosten bijniet-zelfreinigende riolen, kan een lagere minimale schuifspanning worden gehanteerd in vlakkegebieden. Dit dient gepaard te gaan met een inventarisatie van de locaties waar degewenste schuifspanning niet wordt bereikt en het opstellen van een onderhoudsplan datintegraal deel uitmaakt van het ontwerp.

Daarnaast is het nuttig om toch een absoluut minimale helling op te leggen, teneinde de volledigebezinking van het sediment in het riool te vermijden. Indien hiervoor een schuifspanning van1 N/m2 wordt gehanteerd, zal de minimale helling voor opwaartse uiteinden met weinigaangesloten verharde oppervlakte in bepaalde gevallen nog als oneconomisch groot wordenbeschouwd. Een schuifspanning van 0,5 N/m2 (bij een standaard ruwheid van 1,5 mm)lijkt echter ook voor opwaartse riolen een minimum. Dit geeft voor riolen met een groterehydraulische belasting dan weer vrij kleine waarden. Bovendien lijkt het redelijk om een hogereminimale schuifspanning te eisen bij riolen met een hogere hydraulische belasting dan bij dezemet een kleinere hydraulische belasting, teneinde de bezonken hoeveelheden te beperken.Om die reden wordt voorgesteld om voor niet-zelfreinigende riolen een minimale helling van2 ‰ te hanteren, net zoals bij DWA-riolen, waardoor in riolen met een kleine hydraulischebelasting de minimale schuifspanning in de buurt van 0,5 N/m2 ligt en voor riolen met grotebelasting de minimale schuifspanning in de buurt van 1 N/m2 ligt. Voor gemengde riolen metdiameter 250 mm kan de minimale schuifspanning gehaald worden met de DWA spoeling van1 IE (zie ook 3.2.4 B). Voor grotere gemengde riolen en regenwaterriolen volstaat een kleineverharde oppervlakte om dit te bereiken : bijvoorbeeld voor een diameter 400 mm volstaatongeveer 100 m2 om dit eens om de twee jaar te bereiken. Indien men bij grotereleidingdiameters en een voldoende hydraulische belasting bij een terugkeerperiode van 2 jaar,een schuifspanning van 1 N/m2 kan bekomen met een minimale helling kleiner van 2 ‰, is dittoegelaten.


Bij aanpassing van of aansluiting op bestaande systemen kan lokaal en uitzonderlijk nog wordenafgeweken van deze minimale eisen, waarbij extra aandacht aan (frequenter) onderhoud moetworden besteed. Hierbij is er een minimale helling van 1 ‰ nodig omwille vanuitvoeringstechnische redenen, waarvan bij grote leidingdiameters in uitzonderlijke gevallenlokaal mag worden afgeweken tot een helling die zeker niet kleiner is dan 0,5 ‰.

De bovenstaande eisen zijn minimum eisen. De rioolbeheerder heeft er alle baat bij om(waar mogelijk) toch grotere hellingen aan te leggen, ook al worden de nodige hellingen voorzelfreinigende riolen niet gehaald, teneinde de onderhoudskosten te minimaliseren.

Indien men een minimale bezinking in het riool toelaat, dient men erop te letten dat dit geensignificante invloed heeft op de hydraulische werking van het riool (zie ook paragraaf 5.5.3).Voor de Nederlandse situatie stelt Moens [2001] dat “het zelfreinigend ontwerpen van riolen nieteconomisch is en dat bepaalde mate van slibafzettingen (in gemengde riolen en regenwaterriolen)acceptabel is, gezien het transportmechanisme van het zanderig materiaal”. Om dit soortafzettingen te minimaliseren worden preventieve maatregelen voorgesteld zoals zandvangen,straatvegen, enz...

Indien er zich opstuwing in een riool voordoet, zal de schuifspanning daar kleiner worden dandeze bij eenparige stroming. Het is dan raadzaam om de werkelijke schuifspanning tecontroleren met een hydrodynamische simulatie. Aangezien de schuifspanning bepaald wordtdoor het verhang over een riool en niet door de helling van het riool zelf, kunnen uit eenhydrodynamische simulatie in bepaalde riolen ook hogere schuifspanningen blijken dan berekendop basis van een eenparige stroming.

Indien de minimale schuifspanningen worden gerelaxeerd bij ontwerpcondities, is het vrijwaarschijnlijk dat bij gemengde riolen ook de minimale schuifspanning niet meer wordt gehaalddie nodig is om bezonken DWA te kunnen opwoelen en afvoeren vooraleer de overstort inwerking treedt. Dit betekent dat bij gemengde rioleringen, waarbij niet op alle DWA-aansluitingen een voorbezinkput is voorzien, de overstortemissies (in belangrijke mate) kunnentoenemen (“first flush” of “spoeleffect”). Dit kan worden gecompenseerd door een verbeterdeoverstort in te bouwen of een groene randvoorziening te voorzien na de overstort of een zeerfrequente artificiële spoeling te introduceren (minimaal 10 keer per jaar).Een frequente artificiële spoeling vereist specifieke spoelreservoirs die langzaam vol lopen metregenwater en dan een plotse spoelstoot geven (zie ook paragraaf 3.3). Hierbij moet er op geletworden dat de toevoer naar het spoelreservoir beperkt is, zodat het aantal spoelstoten per buibeperkt blijft. Dit soort spoelconstructies kan de spoelfrequentie opdrijven, maar heeftnauwelijks invloed op de maximale schuifspanning omwille van de maximale afvoercapaciteitvan de leiding. Het is dus vooral zinvol voor opwaartse leidingen die een kleine vullingsgraadhebben.


0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5

sedimenthoogte / diameter

met

sed

imen

t t.o

.v z

onde

r sed

imen

t

perimeter = natte omtreksnelheid bij volle leidinghydraulische straal en schuifspanningdwarssectiecapaciteit = debiet volle leiding

Figuur 138 : Invloed van een sedimentlaag (relatief t.o.v. de buisdiameter) op de stromingdoorheen een rioolbuis (de parameters zijn relatief uitgezet t.o.v. de toestand zonder

sediment).

5.5.3 Invloed van verstopping of sedimentlaag

Door sediment op de bodem of een obstructie in een leiding kunnen de hydraulische capaciteiten de schuifspanning sterk afnemen. In figuur 138 wordt het effect getoond van eensedimentlaag (relatief ten opzichte van de buisdiameter) op verschillende hydraulischeparameters (relatief ten opzichte van de waarde zonder sediment). Hieruit blijkt dat vooral decapaciteit het sterkst daalt met toenemende sedimenthoogte, terwijl ook de schuifspanning(bij volle leiding) significant kan dalen.


0

2

4

6

8

10

12

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1verhouding waterhoogte / diameter

snel

heid

(m/s

)

0.25 0.4

0.6 0.8

1 1.2

diameter (m) :

Figuur 139 : Grenswaarde van de snelheid waarbij er lucht in het water wordt opgenomen infunctie van de vullingsgraad en de diameter van een cirkelvormige leiding (voor leidingen

met diameters van 0,25 tot en met 1,2 m).

( )Q Qontwerp vloeistof= +β 1 (58)

5.6 Bijkomende vereisten

5.6.1 Maximale snelheid

Ook de maximale snelheid wordt traditioneel begrensd. Oppervlakteafstroming kan heel watsedimenten in het riool brengen welke bij hoge stromingssnelheden beschadiging van deleidingen kunnen veroorzaken. Daarnaast vermindert bij grote snelheden de capaciteit van deleiding door luchtinsluitsels, alhoewel dit vooral voor kleinere leidingen een significante invloedzal hebben (zie paragraaf 3.2.4 C).In figuur 139 wordt getoond bij welke snelheden dit zich kan voordoen in functie van devullingsgraad en de leidingdiameter. Hieruit blijkt dat een capaciteitsprobleem zich pas vanafeen snelheid van 5 m/s kan beginnen voordoen voor kleine leidingen.

Indien de snelheid groter is dan deze waarde, betekent dit dat men moet ontwerpen voor eenontwerpdebiet Qontwerp dat groter is dan het vloeistofdebiet :

Men kan geen stabiele stroming bekomen van een mengsel van lucht en water met eenvullingsgraad groter dan 90 % [Volkart, 1982]. Indien ontworpen wordt voor een vollopendeleiding is dit echter geen probleem, omdat men reeds het debiet van een vollopende leiding kanafvoeren bij een vullingsgraad van 82 %.


diameter (mm)

maximale helling (in ‰) bij onderstaand criterium snelheid bijsuperkritischestroming (m/s)2 m/s 3 m/s superkritische

stroming250 21 ‰ 47 ‰ 3,9 ‰ 0,86300 16 ‰ 37 ‰ 3,7 ‰ 0,95350 13 ‰ 30 ‰ 3,5 ‰ 1,02400 11 ‰ 25 ‰ 3,4 ‰ 1,09500 8,5 ‰ 19 ‰ 3,2 ‰ 1,22600 6,7 ‰ 15 ‰ 3,0 ‰ 1,34700 5,5 ‰ 12 ‰ 2,9 ‰ 1,45800 4,7 ‰ 10 ‰ 2,8 ‰ 1,55900 4,0 ‰ 9,0 ‰ 2,7 ‰ 1,641000 3,5 ‰ 7,9 ‰ 2,6 ‰ 1,731200 2,8 ‰ 6,3 ‰ 2,5 ‰ 1,89

Tabel 36 : Maximale hellingen bij verschillende maximale snelheden.

Het blijkt dus dat de luchtopname niet functie is van het Froude-getal, maar van het Boussinesq-getal. Dit is logisch want het Froude-getal evolueert naar 0 voor vullingsgraden die naar 100 %evolueren en dit zou betekenen dat er geen luchtinsluitsels zouden kunnen zijn voor leidingen die(bijna) vol lopen. Men kan dus ook bij subkritische stroming luchtopname hebben als de snelheiden vullingsgraad voldoende groot zijn.

Tenslotte is het ook met betrekking tot piekafvoer belangrijk om de snelheid enigszins tebeperken. Hoe sneller de afvoer, hoe meer gepiekt de hydrogrammen afwaarts zullen zijn.Daarom is het aan te raden om de maximale snelheid in gemengde riolen en regenwaterriolenzoveel mogelijk te beperken tot 3 m/s en indien mogelijk tot 2 m/s. De maximale hellingenhiervoor worden gegeven in tabel 36.

Voor grotere riolen waarvoor er geen superkritische stroming ontstaat bij reeds relatief lagesnelheden (bijvoorbeeld vanaf diameter 800 mm), kan de helling verder beperkt worden totmaximaal deze waarbij superkritische stroming ontstaat. Immers zal bij de onvermijdelijkeovergang van superkritische naar subkritische stroming (t.g.v. afwaartse randvoorwaarde ofafwaartse kleinere helling) een watersprong ontstaan met mogelijke schadelijke gevolgen voorde plaatselijke riolering [Butler & Davies, 2000].


In de richtlijnen van 1996 wordt nog een maximale snelheid van 6 m/s toegelaten voorregenwaterriolen, maar het water hierin kan met betrekking tot sedimenten zeker niet zuiverderworden beschouwd. Bovendien is er de tendens om de regenwaterafvoer zo traag mogelijk telaten verlopen om voldoende afvlakking te bekomen. De belangrijkste reden om een maximalesnelheid op te leggen is dus niet zozeer bepaald door het leidingmateriaal, alhoewel bepaaldematerialen veel meer resistent zijn tegen erosie dan andere. Daarom kan lokaal een steilerehelling worden toegelaten waar een vlakkere helling technisch en/of economisch niet haalbaaris, op voorwaarde dat het gepaste materiaal wordt gebruikt en het effect op de globale afvoerbeperkt blijft. De diameter van deze steilere leiding wordt dan indien nodig groter genomen omde vermindering aan capaciteit ten gevolge van luchtinsluitsels te compenseren. De algemenebeperking van de maximale snelheid wordt dus best afgeschaft. Waar mogelijk wordt de snelheidbest beperkt tot deze waarbij superkritische stroming optreedt (tabel 36). De maximale snelheidmoet wel kleiner zijn dan de grenzen opgelegd door de betreffende buisfabrikant.

5.6.2 Minimale diameter

In de richtlijnen van 1996 werd als minimale diameter 400 mm opgelegd voor gemengde riolenen regenwaterriolen [VMM, 1996a]. Het is aan te raden om dit te relaxeren tot 250 mm,op voorwaarde dat de koppeling gebeurt met goed aansluitende hulpstukken om zo eengelijkmatig mogelijke stroming te bekomen (zie ook paragraaf 1.3). Een uitzondering hieropdient gemaakt te worden voor (regenwater)riolen waar opwaarts grachten op zijn aangesloten envoor duikers; hiervoor blijft de minimale diameter best op 400 mm behouden. Vooral de kleinedebieten en vullingsgraden geven in de opwaartse uiteinden van het rioolstelsel onvoldoendefrequent een voldoende spoeldebiet om bezonken sediment op te woelen (zie ook paragraaf 5.5).Een belangrijke reden voor het hanteren van een minimale diameter is het verstoppingsgevaaren de moeilijkheid om dergelijke leidingen te reinigen. De laatste jaren is er echter een groteevolutie in de controle- en onderhoudsapparatuur, zodat het in goede staat houden van de kleineriolen veel minder een probleem is. Er moet wel de nadruk op gelegd worden dat de riolen(en zeker de overgedimensioneerde opwaartse uiteinden) voldoende geïnspecteerd moetenworden. Ook omdat de huidige rioleringssystemen steeds complexer worden met steeds meerhydraulische structuren is meer controle en onderhoud nodig.


Bij het verkleinen van de minimale diameter moet er wel op gewezen worden dat de onzekerheidop de neerslaginvoer in de opwaartse uiteinden van een rioolstelsel heel wat groter is dan meerstroomafwaarts. De twee belangrijkste redenen hiervoor zijn de ruimtelijke variatie van deneerslag (zie paragraaf 4.4) en de klokvaste digitalisatie van de neerslag (zie paragraaf 4.2).Het niet inrekenen van de ruimtelijke variatie van de neerslag zal echter zelden tot eenonderdimensionering leiden van deze leidingen die nog net voldoen met de minimale diameter,omdat de aangesloten oppervlaktes meestal vrij beperkt zijn en de ontwerpintensiteiten vrij hoogzijn. Onder deze omstandigheden zullen de puntneerslagmetingen meestal vrij representatiefzijn. De onderschatting van de neerslagintensiteiten bij kleine duren ten gevolge van deklokvaste digitalisatie van de neerslag kan wel tijdelijk tot een overbelasting van deze riolenleiden die maar net voldoende capaciteit hebben met de minimale diameter. Deze overbelastingkan echter slechts van korte duur zijn (maximaal 2 tot 3 keer de tijdstap, oftewel maximaal 20 tot30 minuten). In deze periode zal in dat geval een klein deel van het regenwater niet in het rioolkunnen instromen en tijdelijk op de straat worden geborgen. Deze aspecten zijn echter nietzodanig uitgesproken dat het nodig is om hiermee bij het ontwerp rekening te houden.Voor leidingen van 250 mm die bij de ontwerpterugkeerperiode een vullingsgraad van meer dan75 % hebben, wordt toch een (minimale) diameter van 300 mm aangeraden.

Om doorvoerdebieten te beperken kunnen knijpleidingen en wervelventielen worden gebruikt.Hierbij verdienen wervelventielen de voorkeur boven knijpleidingen omwille van het kleinerverstoppingsgevaar, het gemakkelijker onderhoud en een meer constant doorvoerdebiet.Voor wervelventielen kan de minimale diameter op 150 mm worden gesteld envoor knijpleidingen kan de minimale diameter op 250 mm worden gesteld. In de richtlijnen van1996 is dit 250 mm voor knijpleidingen zonder uitzondering en 200 mm of eventueel 150 mmvoor wervelventielen met een bypass [VMM, 1996a]. Opwaarts van elke knijpleiding ofwervelventiel moet een (interne of externe) overlaat aanwezig zijn. Om onderhoudsredenenwordt er best een afsluitbare bypassopening voorzien.

5.6.3 Gronddekking

Voor gemengde riolen en regenwaterriolen wordt traditioneel een gronddekking groter dan ofgelijk aan 0,8 m aangenomen om ervoor te zorgen dat er geen vorstschade kan optreden [VMM,1996a]. Bij riolen in goede staat is er vooral gevaar voor het opvriezen van de fundering,zodat het logischer lijkt om een minimale diepteligging van het bodempeil te eisen.Daarom wordt voorgesteld om de minimale diepte van het vloeipeil van de leiding op 0,8 monder het maaiveld te plaatsen. Daarnaast is het zinvol om ook een minimale gronddekking tebehouden; hiervoor kan een waarde van 0,5 m worden aanbevolen. Dit leidt tot de conclusie datenkel voor kleine diameters de vorstvrije diepte belangrijk is. Voor riolen kleiner dan of gelijkaan 300 mm wordt dan ook een minimale diepte van het vloeipeil gelijk aan 0,8 m aanbevolen,terwijl voor riolen groter dan 300 mm een minimale gronddekking van 0,5 m wordt aanbevolen.Omwille van de praktische uitvoerbaarheid kan hierop een uitzondering gemaakt worden voorde minimale diepteligging van de aansluitingen van de straatkolken naar de riolering.


Figuur 140 : Schematisch overzicht van goede en slechte aansluitingen van opeenvolgendeleidingen met verschillende diameter.

Verder is er een minimale gronddekking nodig om de bovenbelasting (bijvoorbeeld verkeer)voldoende uit te spreiden, zodat de buizen zelf niet te zwaar belast worden. In functie van dediameter en het materiaal van de buis zullen verschillende bovenbelastingen toegelaten en/ofminimale gronddekking vereist zijn. De specificaties van de fabrikanten dienen hiervoor teworden geconsulteerd.Eventueel kunnen op deze minimale diepteliggingen lokale uitzonderingen worden toegelatenindien de economische meerkost te groot wordt en lokaal de nodige maatregelen wordengenomen om schade te voorkomen (t.g.v. vorst en/of bovenbelasting). Op plaatsen waar degronddekking geen effect heeft op de diepteligging van de afwaartse riolen, wordt best eenrichtwaarde van 1 m gehanteerd voor de gronddekking.

5.6.4 Buisaansluitingen

Om opstuwing te voorkomen ter plaatse van een diametertoename, moeten de leidingen metgelijk kruinpeil worden aangesloten (figuur 140). Bij aansluiting op bodempeil is er eenverhoogde kans op sedimentatie net opwaarts van de diametervergroting. Bij aansluiting op hetbodempeil en superkritische stroming zijn dit preferentiële locaties voor een watersprong.In de figuren 141 tot en met 143 wordt getoond wat de mogelijke verschillen in stroming kunnenzijn voor de verschillende wijzen van aansluiting van zijriolen.


Figuur 141 : Opstuwing veroorzaakt bij de aansluiting van een zijriool met gelijk bodempeil[Berlamont, 1997].

Figuur 142 : Versnelling van het water ter hoogte van de aansluiting van een zijriool metgelijk kruinpeil [Berlamont, 1997].

Bij leidingen die beneden het kruinpeil van de overstort liggen, maakt het minder uit of deleidingen met gelijk kruinpeil worden aangelegd of niet. Voor deze leidingen zullen dezefenomenen zich vooral voordoen bij lage debieten, want zodra de overstort in werking treedt,zullen deze leidingen volledig onder druk stromen. Voor deze leidingen mag de voorwaarde datde leidingen met gelijk kruinpeil worden aangesloten dan ook worden gerelaxeerd en vervangenworden door een aansluiting met gelijk bodempeil, indien dit een meer kosteffectieve oplossingbiedt (minder diepe uitgravingen).

Ook voor de koppeling van opwaartse leidingen met kleine diameter en bij lage vullingsgraadwordt toch best met continu doorlopend bodemprofiel aangesloten om een zo gelijkmatigmogelijke stroming te bekomen (dit geldt ook voor DWA-riolen), d.w.z. niet zomaar eentoekomende en vertrekkende leiding in een put zonder bodemprofiel dat de overgang geleidelijkmaakt.


Figuur 143 : Opstuwing in een zijriool bij stroming onder druk in het hoofdriool vooraansluiting met gelijk bodempeil respectievelijk met gelijk kruinpeil [Berlamont, 1997].

5.6.5 Risicoaansluitingen

Kelderaansluitingen zijn gravitaire aansluitingen op de riolering vanuit ruimtes die zich lagersitueren dan het vergunde niveau van het gelijkvloers. Bij woningen waarvan het vergundegelijkvloers niveau beneden het straatniveau ligt, kunnen aansluitingen die geenkelderaansluitingen zijn toch tot ‘wateroverlast’ leiden, vooraleer er zich ‘water op straat’voordoet. Dit soort aansluitingen wordt dan beter gecatalogeerd als risicoaansluitingen in plaatsvan kelderaansluitingen.Indien er kelderaansluitingen en/of risicoaansluitingen zijn op de riolering, kan er dus‘wateroverlast’ ontstaan vooraleer er zich ‘water op straat’ voordoet. Bij nieuwbouw kan mendit best opvangen door geen gravitaire aansluitingen toe te laten van toestellen die zich lagerbevinden dan het straatniveau. Nog beter zou zijn om te specifiëren dat het gelijkvloers niveauhoger moet zijn gelegen dan het straatniveau (wat in Nederland standaard praktijk is [Rioned,2002a]) en kelderaansluitingen te verbieden. Hierbij stelt zich enkel nog een probleem indienbij de heraanleg van de straat het straatniveau hoger zou worden gelegd. Zonder een evaluatievan de risico’s op overstromingen zou een dergelijke verhoging van het straatniveau best nietworden toegelaten.

Bij bestaande woningen kunnen er nieuwe probleemsituaties ontstaan indien het riool wordtheraangelegd of indien de belasting van het bestaande riool verandert (groter opwaarts debiet ofhogere afwaartse randvoorwaarde). Dergelijke probleemsituaties kunnen op voorhand wordeningeschat door enerzijds de huisaansluitingen te inventariseren en anderzijds de situatie tevergelijken met de hydrodynamische modellering. Voor de inventarisatie is het nodig om dekritieke piëzometrische hoogte in te schatten waarbij de wateroverlast zich voordoet.Deze waarde kan dan vergeleken worden met de piëzometrische hoogte die men in demodelleringsscenario’s vindt. Indien men bij een relevante terugkeerperiode een piëzometrischehoogte vaststelt die groter is dan de kritieke piëzometrische hoogte kan men twee typesmaatregelen nemen :1. De kelderaansluiting ongedaan maken, bijvoorbeeld door leidingen te herleggen in de

woning, door een pompput te plaatsen, door een terugslagklep met opwaartse buffering aante leggen, enz...

2. Aanleggen van een dienstriool op publiek domein afgekoppeld van het riool dat onder drukkomt en dat daardoor de schade veroorzaakt.


De keuze tussen deze twee types maatregelen dient te worden gebaseerd op technische eneconomische haalbaarheid. Meestal zal maatregel 1 de voorkeur verdienen.

Indien de kritieke piëzometrische hoogte wordt overschreden bij de terugkeerperiode waarvoormen ‘wateroverlast’ aanvaardbaar vindt (zie paragraaf 5.2.2), dienen de knelpunten te wordengeïnventariseerd en oplossingen te worden voorgesteld door de rioolbeheerder. In het verledenwerden er reeds afspraken gemaakt met betrekking tot de ten laste neming van de kosten van dezemaatregelen [VMM, 1996a; Aquafin, 2000b].


5.7 Het rioleringsontwerp als een dynamisch gegeven

5.7.1 Overgangsproblemen

Bij wijziging van ontwerprichtlijnen of modelleringstechnologie kan de situatie ontstaan dat eenrioolstelsel dat voldeed volgens de vorige richtlijnen en voorgaande technologie niet meervoldoet voor de nieuwe situatie. Het is onrealistisch te veronderstellen dat alle nieuwe criteriaen technologieën onmiddellijk geïmplementeerd kunnen worden. De nieuwe richtlijnen vormeneen streefbeeld waar zeker bij nieuwe ontwerpen rekening mee moet worden gehouden.De problemen die ontstaan door deze veranderringen kunnen aangepakt worden door voor deontstane probleempunten na te gaan hoe ernstig de ontstane problemen zijn en eventueel wat eraan kan worden gedaan. Omdat ervan uitgegaan kan worden dat de nieuwe technologie encriteria de werkelijkheid en gewenste doelstellingen beter benaderen, worden niet de algemenerichtlijnen en methodologie gerelaxeerd, maar dienen er per probleemlocatie uitzonderings- ofoplossingsscenario’s geïmplementeerd te worden.Bij te grote belasting van een riool zijn er drie mogelijke oplossingen :1. Bronmaatregelen (zie hoofdstuk 2) : men installeert buffervolumes en vertraagde afvoer,

zodat ook de piekbelasting kan dalen (zie bijvoorbeeld figuur 29). Hierbij kunnen devertraagde afvoer en overlaat nog steeds op het riool blijven lozen. Dit dient te wordentoegepast op opwaarts aangekoppelde oppervlakken.

2. Afkoppeling : dit impliceert dat men de afvoer van de verharde oppervlakte niet meer viahet betreffende riool laat gebeuren, maar via een alternatief afwateringssysteem(bijvoorbeeld grachten, ...). Dit wordt vaak gecombineerd met bronmaatregelen. Dit dientte worden toegepast op opwaarts aangekoppelde oppervlakken.

3. Zoeken naar de probleemleidingen die het merendeel van de opstuwing in het rioolstelselveroorzaken en deze knelpunten teniet doen door de diameter lokaal te vergroten of eenbypass te voorzien. De kritieke leidingen zijn deze waarbij het verhang over de leidingveel groter is dan de helling van de leiding. Deze kritieke leidingen dienen gezocht teworden afwaarts van de locatie waar het probleem zich voordoet.

Deze oplossingen kunnen worden toegepast in de volgende probleemgevallen :S Te sterk verhang bij de ontwerpterugkeerperiode (zie paragraaf 5.2) : wanneer het verhang

over een leiding significant groter is dan de helling van de leiding, is de leidingondergedimensioneerd.

S ‘Water op straat’ of ‘wateroverlast’ bij terugkeerperioden kleiner dan deze uit paragraaf5.2.2.


De drie bovenstaande oplossingen dienen op verschillende wijze te worden ingerekend bij demodellering :1. Bronmaatregelen : Via een hydrologische berekening kan het effect van de bronmaatregel

op de piekafvoer worden ingeschat (zie paragrafen 2.2.3 en 2.3.3). Verschillendebronmaatregelen geven echter een verschillend systeemgedrag en dus een verschillendafvlakkend effect. Voor elk type bronmaatregel dient deze inschatting dus afzonderlijk tegebeuren.

2. Afkoppeling : deze oppervlakte moet niet meer worden ingerekend in het betreffenderioolmodel. Wel dient er op te worden toegezien dat de extreme piekafvoer van deafgekoppelde verharde oppervlakte via een alternatief afwateringssysteem kan wordenafgevoerd zonder de betreffende criteria met betrekking tot ‘water op straat’ en‘wateroverlast’ te overschrijden.

3. Aanpassingen in het rioolstelsel : hierbij kan het aangepaste rioolmodel zonder meerworden gebruikt.

Analoge problemen doen zich ook voor bij uitbreiding van de verharde oppervlakte die isaangesloten op een riolering. Het hele rioleringsgebeuren is dus een dynamisch gegeven datenkel op de voet kan worden gevolgd door het gebruik van operationele modellen.Bepaalde overgangsproblemen zullen tijdelijk blijven bestaan totdat de nodige compenserendemaatregelen zijn genomen. De betrokken bewoners worden best op de hoogte gesteld indien deingeschatte risico’s op ‘wateroverlast’ significant stijgen.

5.7.2 Resterende onzekerheden

Ondanks het feit dat er zeer gedetailleerd gemodelleerd wordt, blijven er nog vele onzekerhedenover bij het simuleren van rioleringen. De onzekerheden op de neerslag werden reeds besprokenin paragraaf 4.7. Daarnaast blijven er nog heel wat onzekerheden over, namelijk :S Er dienen heel wat modelparameters te worden ingeschat bij een rioleringsmodellering.

De grootste onzekerheden situeren zich echter op de modelparameters voor de oppervlakte-afstroming [Willems, 2000]. Er zal in de toekomst werk gemaakt moeten worden van eenbetere inschatting van de oppervlakte-afstroming.

S Ook de basisgegevens kunnen onnauwkeurigheden of onjuistheden bevatten. Dit kanveroorzaakt zijn door een verkeerde inventarisatie of een gebrek eraan. Ook veranderingenaan het rioleringssysteem moeten zorgvuldig bijgehouden worden. Om van debasisgegevens naar een simulatiemodel over te gaan gebeuren vaak heel wat aannames envereenvoudigingen. Ook dit kan een bron van onnauwkeurigheden zijn.

S Modellen worden vaak geverifieerd (en misschien zelfs gekalibreerd) met metingen.Men moet zich hierbij goed bewust zijn van de mogelijke fouten en resterendeonzekerheden bij deze metingen. In paragraaf 4.7 werd reeds gewezen op de mogelijkefouten en onzekerheden bij neerslagmetingen, maar ook bij debiet- enwaterhoogtemetingen kunnen systematische fouten en grote onzekerheden optreden.Meetapparatuur dient regelmatig in gecontroleerde omstandigheden geijkt of gevalideerdte worden. De locatie van de metingen dient zorgvuldig te worden gekozen (bijvoorbeeldniet op een plaats waar er superkritische stroming kan optreden).


S De modellering van overstromingen vanuit rioleringen gebeurt vandaag de dag zeersimplistisch. Het uit het riool stromende water wordt opgeslagen in een dubbele conuswaarbij het onderste gedeelte het straatgedeelte beneden de stoepranden voorstelt endaarboven het wijder overstroombare gebied (zie paragraaf 5.4.1). Het water blijft echterter plaatse. In de praktijk kan dit water over de straten afstromen en op een heel andere(laaggelegen) plaats tot wateroverlast leiden. In paragraaf 5.4.1 werd reeds aangegeven datdit gesimuleerd zou kunnen worden via een quasi-2D-verticaal rioleringsmodel, maar ditvergt grote inspanningen en hoeveelheden data.

S Gebrekkig onderhoud en calamiteiten kunnen verregaande gevolgen hebben.Vooral regelconstructies (knijpleidingen, pompen, enz...) zijn hierbij de kritieke punten diebij falen de hydraulica van het systeem sterk kunnen beïnvloeden en bepalend kunnen zijnvoor het risico op overstroming. Daarom is het belangrijk dat voor de kritieke structurenwordt nagegaan wat het hydraulische effect is van het falen ervan via scenario-analyses.

S Tussen het ontwerp van riolen en de werkelijke volledige uitbouw liggen vaak veletussenstappen, waarbij kleine en grote aanpassingen in stappen worden uitgevoerd.De belangrijkste tussentoestanden worden wel gemodelleerd, maar bepaaldeniet-gemodelleerde tussentoestanden kunnen tijdelijk een verhoogd risico op overstromingopleveren. Het is belangrijk om bij dergelijke tussentijdse situaties een controlesimulatiete doen en indien nodig tijdelijke maatregelen te nemen. Dit geldt ook voor tijdelijkesituaties die zich tijdens de ombouw voordoen.

S enz... Deze lijst is zeker niet volledig en slechts een momentopname van de wetenschappelijkeinschatting op het ogenblik van het opmaken van deze studie. Ook de lijst van toekomstigenoden (hoofdstuk 10) levert een beeld op van resterende onzekerheden bij het rioleringsontwerp.

5.7.3 Wegvallen van drainagefunctie bij heraanleg van riolen

Een ander frequent voorkomend probleem na de heraanleg van riolen is het ontstaan van nattekelders. Bij oude riolen die niet goed waterdicht zijn, kan de riolering als een drainage werkenbij hoge grondwaterstand. Indien deze oude riolen vervangen worden door nieuwe waterdichteriolen (of worden hersteld) valt de drainagefunctie weg en kan het grondwaterpeil stijgen.Dit in combinatie met niet volledig waterdichte kelders, kan leiden tot waterinsijpeling in dekelders. Om dit probleem op te lossen zijn twee types maatregelen te nemen :1. De kelder waterdicht maken.2. Een drainage leggen langs of onder de rioolbuizen. Als alternatief kan er ook een drainage

gelegd worden op het privé-terrein tussen de woning en de riolering of beter nog rondomde woning.


Dergelijke probleemsituaties kunnen op voorhand worden ingeschat door enerzijds de niet-waterdichte kelders te inventariseren en anderzijds de situatie te vergelijken met de drainerendewerking van de riolering. De invloed van de drainerende werking op de grondwatertafel kanworden ingeschat via de theorie van de bronbemaling [Berlamont, 1996a]. Hiertoe dient men tebeschikken over infiltratiedebiet via het oude riool, doorlaatbaarheid van de grond, invloedsstraalvan de drainagewerking en normale grondwaterstand. Sommige van deze parameters kunnenschommelen in de tijd. Men kan dan de grondwatertafel berekenen met en zonder drainerendewerking van de riolering en deze twee situaties vergelijken. Indien er zich een significantgewijzigde grondwaterstand voordoet ter hoogte van een woning met kelder, kunnen dezeproblemen zich voordoen. Indien er een drainage wordt aangelegd, dient de afvoer ervan teworden gekozen overeenkomstig het schema in figuur 24.

De aanleg van een drainage bij de vervanging van een niet-waterdicht riool kan nodig zijn omde waterhuishouding rond de aanpalende terreinen in evenwicht te houden. Immers bij een tehoge grondwatertafel zullen infiltratievoorzieningen minder goed functioneren en zal deafstroming vanwege onverharde oppervlakken zich sneller en in belangrijkere mate voordoen.Het draineren van een beperkt gebied kan dus een positieve bijdrage hebben op de afwatering,doordat men beschikbare buffering in de ondergrond creëert die bij hevige regenval tijdelijk kanworden benut. De drainerende werking wordt bij voorkeur geïmplementeerd via grachten.Bij gescheiden riolering kan de RWA-leiding eventueel drainerend aangelegd worden indien dekwaliteit van het afgevoerde regenwater dit toelaat.


5.8 Pompenkelders

5.8.1 Algemeen

Gravitaire systemen worden beschouwd als systemen die relatief weinig onderhoud vereisen,zeker in vergelijking met systemen die bijvoorbeeld een aanzienlijke hoeveelheid(elektro-)mechanisch materieel bevatten. En net zoals verwaarlozing van een rioolstelsel tevermijden is, is onnodig onderhoud dat ook. Vandaar dat gravitaire rioolstelsels dan ook hetvaakst voorkomen. Dit kan gezien worden als het resultaat van een impliciete beslissing om groteinvesteringskosten (voor diepe, grote en dure riolering) te accepteren als die investering resulteertin lage beheerkosten [Butler & Davies, 2000]. Soms volstaat het echter niet om enkel eengravitaire afvoer te voorzien. Zo kan het nodig zijn op pompen in een rioolstelsel te voorzien om[BIN, 1998] :S werken op te grote diepte te vermijdenS laaggelegen en/of afgelegen gebieden aan te sluiten met het oog op zuiveringS nabij overstorten of lozingspunten de debieten te verpompen naar een zuiveringsinstallatie

of het oppervlaktewaterDit zijn situaties die in vlakke gebieden als Vlaanderen veelvuldig voorkomen.De Europese norm 752-6 [BIN, 1998] vermeldt een aantal aandachtspunten bij het ontwerp enhet gebruik van pompstations. Hiervan zijn enkel die punten overgenomen die van belang zijnvoor het hydraulisch ontwerp.De detaillering van de pompenkelder moet in functie staan van de minimalisatie van hetonderhoud en het beperken van de kans op calamiteiten. Het gebruik van duurzame technologiezorgt voor een langere levensduur en minder onderhoud.

5.8.2 Pomptypes

Pompen dienen om (potentiële) energie toe te voegen aan een vloeistof. De meest gangbaremanier waarop dit gebeurt is via een roterende waaier die wordt aangedreven via een(elektro)motor, dit zijn de zogenaamde rotodynamische pompen.Een zeer vaak gebruikte rotodynamische pomp in een rioolstelsel is de centrifugaalpomp (radialepomp). Bij een centrifugaalpomp wordt de stromingsrichting van de axiale naar een radialerichting afgebogen. Ze zijn aangewezen waar een klein debiet over een relatief groteopvoerhoogte moet verpompt worden. Ze worden vaak gebruikt als vuilwaterpompen omdat er,gelet op de grote doorsnede van de inwendige stromingskanalen, weinig gevaar voor verstoppingbestaat. Dit heeft wel tot gevolg dat het rendement van centrifugale afvalwaterpompen (ongeveer50 à 60 %) lager is dan die van pompen die worden gebruikt voor het verpompen van zuiverwater (tot 90 %). Omdat er heel wat grof vuil in een riool kan voorkomen, wordt voor dit typepompen vaak de voorwaarde naar voren geschoven dat zij een minimale doorvoeropening van75 mm hebben [Menu, 2002]. Een andere mogelijkheid is een rooster te voorzien [Berlamont,1997]. Centrifugaalpompen kunnen toegepast worden binnen een breed bereik (debieten van 7 tot700 l/s en opvoerhoogtes van 3 tot 45 meter).


debiet

opvo

erho

ogte

debiet

opvo

erho

ogte

debiet

opvo

erho

ogte

werkingspunt

(a) (b) (c)

hs

Figuur 144 : Pompkarakteristiek (a), systeemkarakteristiek (b) en werkingspunt(c).

Axiale (schroef- of propeller)pompen zijn eenvoudiger dan centrifugaalpompen.De stromingsrichting blijft axiaal (de werking ervan is te vergelijken met die van eenscheepsschroef). Ze zijn geschikt waar een groot debiet over een relatief kleine opvoerhoogtemoet opgepompt worden (met een rendement tussen 75 en 90 %). In tegenstelling tot bijcentrifugaalpompen is er bij axiale pompen een snelle afname van de leverbare opvoerhoogte bijstijgend debiet. Axiale pompen worden vaak gebruikt als overstortpompen, maar zijn mindergeschikt als vuilwaterpompen, omdat de stromingskanalen tussen de schoepen snel zoudenverstopt geraken.Bij diagonale ('mixed-flow') pompen gaat de stroming over van de axiale naar een diagonalerichting. Alle tussentypes tussen radiale en axiale pompen zijn mogelijk. Diagonale pompenkunnen gebruikt worden voor opvoerhoogtes tussen 6 en 18 meter. Ze zijn geschikt zowel voorregenwater als voor afvalwater.Naast rotodynamische pompen zijn er ook nog andere types van pompen. Speciale pomptypeszijn onder andere pneumatische ejectoren, schoepenloze pompen, vijzelpompen(Archimedesschroef), ...Omdat rotodynamisch pompen het vaakst voorkomen in een rioolstelsel, is deze toelichtinghoofdzakelijk gebaseerd op dit type pomp. Vijzelpompen worden frequent gebruikt om het wateruit het rioolstelsel naar de RWZI te verpompen (zie paragraaf 5.8.6).

5.8.3 Hydraulisch ontwerp

A. Pompkarakteristiek

Vanuit hydraulisch oogpunt gezien dient een pomp om (potentiële) energie (gewoonlijkuitgedrukt als (opvoer)hoogte [m]) toe te voegen aan een vloeistof. Bij rotodynamische pompenis het verpompte debiet een functie van de energie die moet worden toegevoegd aan de vloeistof.Dit verband wordt uitgedrukt via de pompkarakteristiek waarbij het debiet wordt uitgezet infunctie van de opvoerhoogte. Figuur 144a toont een typische pompkarakteristiek waarbij hetverpompte debiet daalt met stijgende opvoerhoogte. De karakteristiek voor elk type pompverschilt en wordt opgesteld aan de hand van resultaten van tests die door de pompconstructeurwerden uitgevoerd. De pompkarakteristieken voor elk type pomp zijn beschikbaar bij depompconstructeur.


( )g2

VQςK'LKhH2

2s ⋅

+⋅⋅+⋅+= ∑ (59)

B. Systeemkarakteristiek

Een pomp staat echter niet los van het rioolstelsel. Het systeem waar de pomp is op aangeslotenheeft ook zijn karakteristiek. Zo moet een pomp niet alleen energie toevoegen aan het water omhet fysische hoogteverschil (het verschil tussen het peil in de pompput en het midden van heteinde van de persleiding : dit is de statische opvoerhoogte hs) te overwinnen, maar moeten ookde wrijvingsverliezen in de persleiding, net als de lokale ladingsverliezen ter hoogte van deintrede, bochten, kleppen, enz. overwonnen worden. Stroomt het water afwaarts vrij uit depersleiding, dan moet daartoe de nodige snelheidshoogte door de pomp geleverd worden. Al dezeverliezen zijn een functie van het debiet in het kwadraat.De systeemkarakteristiek kan dus uitgedrukt worden als :

waarbij : H totale opvoerhoogte [m]hs statische opvoerhoogte [m]K K-waarde van persleiding [s2/m6] (functie van de wrijvingsfactor en de

diameter van de persleiding) [Berlamont, 1998a]L lengte persleiding [m]K' K' waarde van de persleiding [s2/m5] (functie van de diameter van de

persleiding) [Berlamont, 1998a]. ladingsverliescoëfficiënt [-] (functie van het type lokaal ladingsverlies)Q debiet in de persleiding [m3/s]V snelheid (bij uitmonding) in de persleiding [m/s]g valversnelling [m/s2]

Een typische systeemkarakteristiek is gegeven in figuur 144b.

De snelheidshoogte is meestal klein ten opzichte van de verliezen in de persleiding en wordtdaarom vaak verwaarloosd. Dit is echter niet altijd het geval. Er dient in het ontwerp altijdnagegaan te worden of die snelheidshoogte effectief mag verwaarloosd worden.

Naast de mogelijkheid dat de persleiding vrij loost in het afwaartse stelsel, kan het ook zijn dathet uiteinde van de persleiding verdronken is (bijvoorbeeld wanneer de persleiding uitmondt ineen bekken). In dat geval is de statische opvoerhoogte gelijk aan het verschil tussen het waterpeilvan (bijvoorbeeld) het bekken (waar de persleiding in uitmondt) en het peil in de pompput.De snelheidshoogte mag in dit geval verwaarloosd worden. Door de uittrede van de persleidingin de (gevulde) tank treedt er echter wel een uittredeverlies op (wat niet het geval is bij vrijeuittrede). Dit ladingsverlies (~ Q2) dient mee in rekening gebracht te worden bij het bepalen vande systeemkarakteristiek.


vereiste elektrisch vermogeng Q H

=ρ

η (61)

Er zijn dus twee types karakteristieken : de pompkarakteristiek die de opvoerhoogte weergeeftwaarover het water kan verpompt worden aan een bepaald debiet, en de systeemkarakteristiekdie de opvoerhoogte weergeeft die moet overwonnen worden om een bepaald debiet te kunnenverwerken. Wanneer nu een pomp (met een bepaalde pompkarakteristiek) wordt gekoppeld aaneen systeem (met een bepaalde systeemkarakteristiek), dan is er slechts één combinatie vanopvoerhoogte en debiet waarbij de opvoerhoogte die de pomp kan overwinnen gelijk is aan deopvoerhoogte die het systeem vereist. Dit is op het punt waar de systeemkarakteristiek depompkarakteristiek snijdt. Dit punt noemen we het werkingspunt en is weergegeven in figuur144c.

Het waterpeil in de pompput is niet constant. Is de pomp in werking en is het inkomende debietkleiner dan het verpompte debiet, dan zal het peil in de pompput dalen. Bijgevolg stijgt destatische opvoerhoogte hs en verschuift de systeemkarakteristiek (figuur 144b) verticaal naarboven. Het werkingspunt (figuur 144c) verschuift bijgevolg op de pompkarakteristiek naar linksen het verpompte debiet daalt. Dit fenomeen kan belangrijk zijn en er dient dan ook rekening meegehouden te worden bij het ontwerp.Anderzijds, wanneer het inkomend debiet in de pompput groter is dan het verpompte debiet zalhet waterpeil in de pompput blijven stijgen. Bijgevolg zakt de statische opvoerhoogte,de systeemkarakteristiek verschuift verticaal naar beneden en het verpompte debiet zal stijgen.Men moet er in het ontwerp voor zorgen dat het werkingspunt ten allen tijde voldoende op depompkarakteristiek ligt (en er niet langs rechts afvalt; zie figuur 144c) om schade aan de pompente voorkomen.

C. Vermogen

Het vermogen dat gevraagd wordt op het werkingspunt kan afgeleid worden uit de opvoerhoogteen het debiet bij dit werkingspunt tesamen met het rendement van de pomp. Het vermogen P(energie per tijdseenheid) is het product van het gewicht per tijdseenheid en de opvoerhoogte H(energie per gewichtseenheid) :

P g Q H= ρ (60)waarbij : D dichtheid van de vloeistof [kg/m3]

g valversnelling [m/s2]Q debiet bij het werkingspunt [m3/s]H opvoerhoogte bij het werkingspunt [m]

Een pomp levert vermogen (aan het water), maar vraagt ook anderzijds vermogen (in de vormvan elektrisch vermogen). De pomp en de (elektro)motor zijn echter niet 100 % efficiënt in hettransformeren van de ene vorm van vermogen in de andere. Het rendement 0 van een pomp(dit is de verhouding van het vermogen geleverd door de pomp en het vereiste vermogen) varieertmet het debiet en kan afgelezen worden op de grafieken die door de pompconstructeur wordengeleverd. Het vereist (elektrisch) vermogen is dan gelijk aan :


debiet

rend

emen

t

Figuur 145 : Rendementscurve

van een pomp.

Figuur 145 geeft een illustratie van de debietsafhankelijkheid van het rendement van een(rotodynamische) pomp. Zoals figuur 145 aantoont is er een welbepaald debiet waarvoor hetpomprendement maximaal is. Vanuit energetisch oogpunt is het dus belangrijk om voor eenbepaald systeem met een welbepaalde systeemkarakteristiek die pomp te kiezen waarvoor hetwerkingspunt (als snijpunt van de pompkarakteristiek en de systeemkarakteristiek) gelijk is aanhet debiet waarvoor het pomprendement maximaal is.

Gelet op het feit dat door het variërend peil in de pompput de statische opvoerhoogte geenconstante is, kan het werkingspunt en dus ook het werkingsdebiet variëren. Men dient er dan voorte zorgen dat het werkingsgebied van de pomp zo goed mogelijk overeenstemt met het gebiedwaar het rendement het grootst is.Wanneer er meerdere pompen zijn die tesamen in werking treden, moet het rendement op langetermijn van het gehele pompstation beschouwd worden. Vaak is het werkingsgebied van de pompdie het vaakst in werking treedt (DWA-pomp) dan de bepalende factor bij de keuze van de pomp.Als het maar enigszins kan dan sluit men niet aan op de klassieke laagspanningsnetvoeding, maarvraagt men een speciale aansluiting vanuit de dichtstbijzijnde hoogspanningskabine. De redenis dat een laagspanningsnet niet vrij is van gebreken zoals uitvallen bij onweer, zwerfstromen,(nachtelijke) werkzaamheden waarbij men soms één of andere fase stroomloos zet voor korte tijd,...

D. In parallel geschakelde pompen

Vaak worden twee pompen parallel op eenzelfde persleiding aangesloten. De tweede pomp kandan dienst doen als stand-by voor als de eerste pomp uitvalt door een panne of om extradoorvoerdebiet te voorzien in het geval dat het inkomende debiet de capaciteit van een enkelepomp overschrijdt. Wanneer twee in parallel geschakelde pompen in werking zijn, levert elkepomp een debiet Q2/2 waaraan het water over een hoogte H2 opgevoerd wordt. Samen leverende pompen bij een opvoerhoogte H2 een debiet Q2 dat het dubbel is van wat een enkele pomp kanleveren. De pompkarakteristiek voor twee pompen in parallel geschakeld is weergegeven infiguur 146. Voor elke opvoerhoogte H is het debiet Q verdubbeld ten opzichte van dewerkingskarakteristiek van één pomp.


debiet

opvo

erho

ogte

werkingspunt

één enkele pomp

twee pompenparallel

Q1Q2 / 2 Q2

H2

H1

Figuur 146 : Pompkarakteristiek en werkingspunt van twee parallel geschakelde pompen.

Vaak is het zo dat de tweede pomp slechts aanslaat wanneer een bepaald peil in de pompputbereikt wordt terwijl de eerste pomp reeds een tijdje aan het draaien is. Omdat het instromenddebiet in dit geval groter is dan het debiet dat door één pomp kan verpompt worden, stijgt hetwater in de pompput en daalt bijgevolg de statische opvoerhoogte (het verschil tussen het peilop- en afwaarts vermindert). De daling van de statische opvoerhoogte maakt dat desysteemkarakteristiek vertikaal naar beneden verschuift, waardoor het werkingspunt naar rechtszal verschuiven tot het aanslagpeil van de tweede pomp bereikt wordt. Op dat moment verpomptde eerste pomp een debiet Q1 over een hoogte H1. Eens het aanslagpeil van de tweede pompbereikt wordt, treedt de tweede pomp in werking. Het snijpunt van de pompkarakteristiek voorde twee pompen in parallel en de systeemkarakteristiek (wanneer de tweede pomp in werkingtreedt) geeft het werkingspunt (H2,Q2) wanneer de twee pompen tegelijkertijd in werking zijn.Er wordt dan door de twee pompen samen een debiet Q2 over een hoogte H2 opgevoerd.Elke pomp levert dan een debiet Q2 / 2, dat kleiner is dan het debiet Q1 wanneer er slechts éénpomp in werking is (figuur 146). Omdat bij parallelwerking het debiet in elke pomp verschilt van het debiet indien er slechts éénpomp in werking is, is het rendement van de pomp ook verschillend afhankelijk van het feit ofze alleen draait of samen met een parallel geschakelde pomp.

Naast parallelschakeling van gelijke pompen, is het ook mogelijk om verschillende pompen inparallel op eenzelfde persleiding aan te sluiten. In dat geval bestaat de kans dat hetwerkingsgebied van de pompen zich uitstrekt tot een gebied waar één van de pompen geen debietmeer levert en warm loopt (dit is wanneer de opvoerhoogte groter is dan de maximaleopvoerhoogte van die ene pomp).Naast het parallel schakelen van pompen is het ook mogelijk om pompen in serie te schakelen.Hierbij kan voor eenzelfde debiet het water over grotere opvoerhoogten verpompt worden.


g2UςLQK

g2Uhh

gρP∆h

2z2

2z

s0a

z ⋅⋅+⋅⋅+

⋅+=−

⋅= (62)

gρP

g2UhNSPH d

2z

0 ⋅−

⋅+= (63)

E. Cavitatie - maximale zuighoogte

Cavitatie kan optreden als de druk van het water in eender welk onderdeel van de pompvoldoende ver onder de atmosferische druk daalt en er daardoor luchtbellen in het watervoorkomen. Cavitatie moet absoluut vermeden worden, omdat door cavitatie onderdelen van depomp kunnen worden beschadigd en op korte tijd de pomp volledig kan worden vernield. Tengevolge van de luchtbelvorming bij cavitatie vermindert de capaciteit en dus ook het rendementvan de pomp. Cavitatie gaat tevens gepaard met een toename van geluid en trillingen.Neemt men aan dat de druk in de kamers open afwaarts van het pompstation de atmosferischedruk is, dan is :S de meetkundinge opvoerhoogte = de statische opvoerhoogte = hsS de meetkundige zuighoogte = de statische zuighoogte = de afstand van de as van de pomp

tot het vloeistofoppervlak in de pompput (positief gerekend als dit laatste onder de pompgelegen is).

De manometrische zuighoogte ()hz) is de onderdruk (in m waterkolom) ter plaatse van dezuigflens van de pomp ten opzichte van de atmosferische druk Pa [Berlamont, 1997] :

waarin : h0 de absolute drukhoogte ter plaatse van de zuigflens [m]Uz de gemiddelde snelheid in de zuigleiding [m/s]KQ2L de wrijvingsverliezen in de zuigleiding [m]. ladingsverliescoëfficiënt ter plaatse van het begin van de zuigleiding

(houdt onder andere rekening met het ladingsverlies ten gevolge van hetrooster : > 15 cm)

De maximale (meetkundige) zuighoogte wordt bepaald door de voorwaarde dat de (absolute)druk, op die plaats waar ze het kleinst is, nog voldoende groot moet zijn om cavitatie tevermijden (. 2,5 m waterkolom).Men definieert de netto positieve zuighoogte NPSH (Net Positive Suction Head) als de som vande absolute drukhoogte h0 en de snelheidshoogte (dit is de totale drukhoogte ter plaatse van dezuigflens) verminderd met de dampspanning van de vloeistof Pd (in meter waterkolom) :

De NPSH is een maat voor het overschot aan totale (statische + dynamische) drukhoogte tenopzichte van de dampspanning. Om geen cavitatie te krijgen moet NPSH > NPSHkritisch.Deze laatste waarde vindt men in de literatuur of bij de pompconstructeur. Uit het voorgaande blijkt dat het cavitatiegevaar verminderd wordt door :S de pomp zo laag mogelijk te plaatsenS de zuigleiding zo kort, zo ruim en zo (hydraulisch) glad mogelijk te makenS de ingang van de zuigleiding goed te profilerenMen doet er best aan, daar waar mogelijk, de pomp te plaatsen onder het laagste vloeistofpeil inhet zuigreservoir. Zo vermindert men het gevaar voor cavitatie en is men niet genoodzaaktzelfaanzuigende pompen te voorzien.


inpp QQ

Vt−

= (64)

min 2QVt

pmin p, ≥= of pQ120V ⋅≥ (65)

inv Q

Vt = (66)

5.8.4 Ontwerp van een pompstation

A. Algemeen

Bij het ontwerp van pompstations moet men rekening houden met [BIN, 1998] :S de globale kostS het energieverbruikS gebruiks- en onderhoudsvoorschriftenS het gevaar op een panne en de gevolgen ervanS de veiligheid en de gezondheid van het publiek en het personeelS de milieu-impactS de aard van het te verpompen water dat agressief, corrosief en/of abrasief kan zijn, dat veel

vaste deeltjes kan bevatten die het risico op obstructie verhogen en/of dat toxisch kan zijnof explosiegevaar kan opleveren

Gewoonlijk worden de pompen en de motoren opgesteld in een pompenkelder. Het water wordtverzameld in de ontvangkelder. Omdat het toerental van de pompen en dus hun debiet meestalconstant is en het aangevoerde debiet uiteraard veranderlijk is, werken de pompen intermitterend.Tussen twee opeenvolgende cycli wordt het toestromende water verzameld in de ontvangkelder.In het geval dompelpompen (dat zijn pompen voorzien van een opgebouwde waterdichteelektromotor) gebruikt worden, is een pompenkelder overbodig: de pomp is geplaatst in deontvangkelder. Wil men het intermitterende karakter van de pompdebieten vermijden(bijvoorbeeld bij de toevoer naar een RWZI) dan kan men pompen gebruiken met een variabeltoerental. Berlamont [1997] geeft een aantal aanwijzingen voor de lay-out van een pompstation.

B. Volume van de pompput

De pomptijd tp [s] gedurende dewelke de pomp moet draaien om het in de ontvangput geborgenvolume V [m3] (tussen starten stoppeil van de pomp) weg te pompen is :

waarbij Qin [m3/s] het in de ontvangkelder instromend debiet is.De pomp moet minstens gedurende twee minuten draaien, tenzij de pompconstructeur een anderewaarde voorschrijft. Dit houdt in dat de pomptijd tp groter moet zijn dan twee minuten.Bij gelijkblijvend pompdebiet Qp [m3/s] is de pomptijd tp [s] het kleinst als Qin [m3/s] het kleinstis. Omdat het debiet in een rioolstelsel 's nachts sterk terugvalt, is het een veilige aanname Qingelijk te stellen aan nul. Het volume V [m3] en het pompdebiet Qp moeten dus zogedimensioneerd worden dat voldaan is aan :

De vullingstijd tv [s] van de kelder (pomp niet in werking) bedraagt :


ininpvpc Q

VQQ

Vttt +−

=+= (67)

pmin c, Q

V4t ⋅= (68)

4Qt

V pmin c, ⋅> (69)

NQ900

V p⋅> (70)

De tijdsperiode tussen twee opeenvolgende aanslagen van de pomp, dit is de cyclustijd tc [s],bedraagt dan :

Hierbij moet eigenlijk nog de starten stoptijd van de pomp bijgeteld worden.Voor een gegeven waarde van het pompdebiet Qp is de cyclustijd tc minimaal als Qp = 2AQin.De minimale cyclustijd tc, min bedraagt dan :

De tijd tp gedurende dewelke de pomp in werking is en de tijd tv gedurende dewelke de pomp nietin werking is en het volume V gevuld wordt, zijn dan gelijk. De schakelfrequentie is danmaximaal.Indien Qin < Qp / 2, dan is de pomp langer uit en minder lang aan (tp < tv). Indien Qin > Qp / 2 isde pomp langer aan en minder lang uit (tp < tv). In beide gevallen is de cyclustijd groter dan deminimale cyclustijd (tc > tc,min).Men bekomt dus de voorwaarde :

waarbij : V het geborgen volume tussen aan- en afslagpeil van de pomp [m3]tc,min de minimale cyclustijd [s]Qp het pompdebiet [m3/s]

of met N het aantal malen per uur dat de pomp aanslaat (tc,min = 60/N) :

Voor kleine pompen kiest men tc,min gelijk aan 5, 10, liefst 15 minuten (N = 12, 6, 4). Voor grotepompen kiest men tc,min gelijk aan 20 minuten (N = 3). Men moet er altijd voor zorgen dat dewaarde die gekozen wordt voor tc,min steeds groter (of N steeds kleiner) is dan de door depompconstructeur geleverde minimale (respectievelijk maximale) N-waarde.Indien een schakeling voorzien is, waardoor twee pompen om beurten in werking treden en instand-by staan, kan men tc,min delen door 2.De gemiddelde verblijftijd van het afvalwater in de ontvangkelder moet kleiner blijven dan30 minuten om het ontstaan van kwalijke geuren en bezinking van het slib te minimaliseren.Voor de berekening van de cyclustijd tc en de nodige berging V2 in het geval er twee of meerderepompen aanwezig zijn, wordt er verwezen naar Berlamont [1997]. Ruwweg kan gesteld wordendat de benodigde berging voor de tweede pomp V2 gelijk moet zijn aan a V1. Het totaal volumeV wordt dan dus verdeeld als V1 = ¾ V en V2 = ¼ V.


C. Start- en stoppeil

Het startpeil van de pomp is op een afstand V/A boven het stoppeil gelegen, waarin A deoppervlakte voorstelt van de ontvangkelder. Liefst kiest men het startpeil zodanig dat de stromingin het riool niet opgestuwd wordt : dit is minimaal onder de kritische hoogte HK van hettoekomend riool of best zelfs enkele cm onder de onderrand van het toekomend riool.

In het geval er meerdere pompen zijn, worden de startpeilen van de pompen zo bepaald dat zeachtereenvolgens aanslaan naarmate het instromend debiet toeneemt. Is Qin groter dan decapaciteit van de eerste pomp, dan zal het waterpeil in de ontvangkelder blijven stijgen tot eengekozen hoger startniveau van de tweede pomp bereikt is, enz... De startpeilen van de verschillende pompen moeten minstens 15 cm uit elkaar liggen om valsestarten ten gevolge van golfeffecten te vermijden.De stoppeilen zijn boven de bovenkant van het pompenhuis gelegen (geen lucht in de pomp).Het contact voor het laagwateralarm bevindt zich boven de zuigmond en niet meer dan 30 cmonder de bovenkant van het pompenhuis. Het stoppeil ligt zo dicht mogelijk bij de kelderbodem, maar hoog genoeg zodat :S Er geen lucht kan binnendringen in het huis van de pomp tijdens de stilstandperiodes

(in dit geval zou een vacuümpomp nodig zijn om de pomp te starten). Het stoppeil ligt dussteeds boven de bovenkant van het pompenhuis.

S Er een minimum waterdiepte bestaat boven de zuigmond van de pomp, zodat er tijdens dewerking van de pomp geen lucht zou meegezogen worden (trechtervorming).Deze minimum onderdompeling is functie van de stroomsnelheid in de eerste sectie vande zuigleiding (zuigmond) [Berlamont, 1997].

In principe kan het stoppeil van de verschillende pompen hetzelfde zijn : ze stoppen als deontvangkelder leeg is. Nochtans zal men wanneer de verschillende pompen debiteren in dezelfdepersleiding, om de waterslag in de persleiding te vermijden of te beperken, de tweede pomp latenstoppen op een iets hoger peil dan de eerste. Indien toch nog gevaar bestaat voor waterslag moeteen windketel (of een evenwichtsschouw of een evenwaardig alternatief) voorzien worden.

D. Ontwerp van een DWA-pompstation

Voor een DWA-pompstation in een gescheiden rioolstelsel is het pompdebiet Qp = 2ADWA14.Dit debiet moet ten allen tijde kunnen geleverd worden. Vandaar dat er steeds een reservepompaanwezig moet zijn die de taak van de doorvoerpomp kan overnemen bij faling van deze laatste.Dit is in overeenstemming met de Europese Norm 752-6 [BIN, 1998] die bepaalt dat er minstenstwee pompen in een pompstation aanwezig moeten zijn. Door een alternerende werking van beidepompen te voorzien, worden de individuele pompen minder belast en kan een faling van één vande twee pompen sneller gedetecteerd worden. Indien er een voldoende buffering is om eenperiode te overbruggen die voldoende groot is voor het garanderen van een interventie (zie ookparagraaf 3.5.3 D) en er een specifiek interventieplan is, kan er eventueel worden afgezien vanhet installeren van een reservepomp.Als beide pompen uitvallen, blijft het afvalwater stijgen en wordt een alarmpeil bereikt.De berging in het systeem boven het alarmpeil moet voldoende groot zijn om binnen devooropgestelde interventietijd het toekomende water te bufferen.


Bij normale werking van de pomp mag het peil in de ontvangkelder de stroming in het opwaartseDWA-stelsel niet beïnvloeden om bezinking (ten gevolge van opstuwing veroorzaakt door eente hoog waterpeil in de ontvangkelder) te voorkomen. Het startpeil van de pomp ligt dus onderhet vloeipeil van de laagst gelegen toekomende DWA-leiding.De keuze van het pompdebiet en het ontwerp van het (afwaartse) DWA-stelsel moet zo gebeurendat de voor het zelfreinigend vermogen vereiste schuifspanningen bereikt worden (zie paragraaf3.2.5).

E. Ontwerp van een pompstation voor gemengd afvalwater

Het ontwerpdebiet bij een gemengd rioolstelsel is 6ADWA14. Vanwege de grote variatie intoekomend debiet worden vaak meerdere pompen voorzien. Het is van het allergrootste belangdat men het werkingsgebied van de pompen juist bepaalt en niet enkel met één enkelwerkingspunt rekent. Ook bij een hydrodynamische berekening van het rioolstelsel moet men ditwerkingsgebied zo goed mogelijk in rekening brengen. Ten allen tijde moet het werkingsgebiedvan het systeem op de pompcurven gelegen zijn welke begrensd zijn bij hoge en lageopvoerhoogte (figuur 144b). Om hieraan gevolg te kunnen geven, kan het nodig zijn om desysteemkarakteristiek te beïnvloeden door extra ladingsverliezen aan het systeem toe te voegen.Het werkingsgebied wordt bepaald door :S de maximale statische opvoerhoogte (normaal regime). Dit is de statische opvoerhoogte net

voor de laatste pomp die nog in werking is, afslaat. De maximale statische opvoerhoogtewordt bepaald als het verschil tussen het laagste stoppeil van de pompen en het afwaartsepeil (hetzij het midden van de persleiding bij vrije uitstroming, hetzij het waterniveau vande plaats waar de persleiding onder het waterniveau loost). De maximale statischeopvoerhoogte treedt op bij DWA-condities. Het verpompte debiet is dan minimaal.

S de minimale statische opvoerhoogte (bij extreme omstandigheden). Dit is de statischeopvoerhoogte als het maximaal peil in de pompput bereikt wordt (bijvoorbeeld drempelpeil+ dikte overstortende laag). De minimale statische opvoerhoogte wordt bepaald als hetverschil tussen het hoogste waterpeil in de pompput (bijvoorbeeld drempelpeil + dikteoverstortende laag) en het afwaartse peil (hetzij het midden van de persleiding bij vrijeuitstroming, hetzij het waterniveau van de plaats waar de persleiding onder het waterniveauloost). De minimale statische opvoerhoogte treedt op wanneer het toekomende debiet decapaciteit van de pompen overschrijdt (bijvoorbeeld bij regenweer of bij faling van één ofmeer pompen). Het verpompte debiet is dan maximaal.

Mogelijke opstellingen voor doorvoerpompen worden opgegeven in tabel 37 (hierbij moet nietenkel 6 DWA14 doorgevoerd worden maar de overcapaciteit ook minimaal 0,5 mm/h zijn :zie paragraaf 5.3). Door een alternerende werking van de pompen (waarbij ook de stand-bypompen ingeschakeld worden), kan men ervoor zorgen dat alle pompen ongeveer even lang inwerking zijn en defecten sneller worden opgemerkt.


Doorvoerdebietpompen

in werking in standby

6 DWA14

1 × 6 DWA142 × 3 DWA14

4 × 1,5 DWA142 × 1,5 DWA14 + 1 × 3 DWA14

1 × 6 DWA14 1 × 3 DWA142 × 1,5 DWA141 × 3 DWA14

Tabel 37 : Mogelijke combinaties van pompen.

Is het doorvoerdebiet bepaald op 6 DWA14 en zijn er 2 pompen (telkens 3 DWA14) voorzien,dan is de werking van het pompstation als volgt (figuur 147) :S Qin # 3 DWA14 : Eén pomp zal intermitterend werken en aanslaan telkens het startniveau

van de eerste pomp bereikt wordt in de ontvangkelder (start 1). Werkingspunt 3 bepaalt hetdebiet Q3 (= 3 DWA14) waarmee er verpompt wordt. Is Qin kleiner of gelijk aan 3 DWA14,dan werkt pomp 1 intermitterend en doorloopt ze daarbij de cyclus 3-1 of bereikt eenevenwicht tussen punt 1 en punt 3.

S 3 DWA14 < Qin < 6 DWA14 : De eerste pomp draait continu (debiet variërend van Q6 / 2tot Q4) en de tweede pomp werkt intermitterend (debiet variërend van Q6 / 2 tot Q7 / 2).Wat de werkingspunten van het pompensysteem betreft, wordt telkens de cyclus 3-4-7-6-2doorlopen.

S Qin $ 6 DWA14 : De twee pompen blijven continu draaien. Van zodra de tweede pompaanslaat wordt er een debiet Q7 (= 6 DWA14) verpompt. Omdat het inkomend debiet groteris dan 6 DWA14 zal het peil in de pompput blijven stijgen tot het maximale peil in depompput bereikt wordt (bijvoorbeeld peil nooduitlaat + dikte overstortende laag).De opvoerhoogte is dan minimaal en het verpompte debiet maximaal (werkingspunt 8).Om schade aan de pomp te voorkomen moet ten allen tijde het werkingspunt bij minimaleopvoerhoogte op de pompkarakteristiek gelegen zijn. Werkingspunt 8 moet dus op depompkarakteristiek liggen. Ook als één van de twee pompen uitvalt (en de reservepompniet start; het nieuwe werkingspunt is dan punt 5) moet het werkingspunt bij minimaleopvoerhoogte op de pompkarakteristiek gelegen zijn.


debiet

opvo

erho

ogte

3

4

6

7

1

8

5

start 1

stop 2

stop 1

start 2

2

Figuur 147 : Werkingsgebied van twee parallel geschakelde pompen.

F. Ontwerp van een RWA-pompstation (of overstortpompen)

In het geval van tijdelijke onmogelijkheid van gravitaire lozing op oppervlaktewater ter hoogtevan overstorten of lozingspunten van een RWA-stelsel moet de nodige berging voorzien wordenom het water te kunnen bufferen zolang een gravitaire afwatering onmogelijk is. Om de nodigeberging te beperken kan men echter één of meerdere pompen voorzien om het overtollige wateralsnog af te kunnen voeren.

5.8.5 Persleidingen

Als het mogelijk is, worden bergen en dalen in het lengteprofiel het best vermeden. Indien depersleiding een hoog punt vertoont, moet nagegaan worden of een ontluchtingsventiel nodig is.Om de leiding te kunnen leeglaten, moeten op lage punten de nodige voorzieningen genomenworden [Butler & Davies, 2000].Bij de keuze van de diameter van de persleiding moet men rekening houden met [BIN, 1998]:S de verwachte debieten en de maximale snelheidS de kostprijs (men kan berekenen voor welke diameter van de persleiding en bijbehorende

pomp, de totale kostprijs van de installatie minimaal wordt [Berlamont, 1992])S de minimale schuifspanningen om sedimentatie te vermijdenS de minimale diameter om obstructies in de persleiding te vermijden. Butler & Davies

[2000] vermelden een minimale diameter van 100 mm.


32D50n = (71)

De nodige minimale schuifspanningen zijn bij DWA-persleidingen 2 N/m2 (1,5 N/m2 indienversnijdende pompen worden gebruikt; zie paragraaf 3.5) en bij RWA of gemengde persleidingen3 N/m2 (zie paragraaf 5.5). Deze minimale schuifspanningen dienen gehaald te worden wanneerhet pompstation op maximale capaciteit werkt. Indien dit niet kan bereikt worden met denormale pompcapaciteit, kan men op regelmatige tijdstippen de reservepomp mee aanschakelenom een voldoende spoeling te bekomen, op voorwaarde dat dit geen (hydraulische) problemengeeft (o.a. controle m.b.t. waterslag nodig). In de stijgleidingen worden best hogereschuifspanningen gehaald.

De septiciteit moet beperkt worden (EN 752-4 [BIN, 1997a]). Butler & Davies [2000] stellen datom septiciteit te vermijden het afvalwater niet langer dan twaalf uur in een persleiding magaanwezig zijn. Soms kan het nodig zijn om voorzieningen te treffen om zuurstof of oxiderendechemicaliën toe te voegen om de septiciteit te beheersen.

5.8.6 Vijzelpompen (Archimedes-schroef)

Een vijzelpomp bestaat uit een stalen buis waarop stalen platen gelast zijn, zodat drie schroevengevormd worden. De helling bedraagt 20º à 30º ten opzichte van de horizontale (maximum 38º).De schroef draait in een stalen of betonnen trog.Het maximum debiet is ~ D", met D de diameter van de schroef en 2,3 < " < 2,4. Het toerental n (toeren/minuut) neemt af met D (m) :

Van zodra de vulhoogte bereikt is, is het debiet constant en gelijk aan het maximum debiet.Voor kleinere vulhoogten in de ontvangkelder wordt het debiet automatisch aangepast. Bij hetmaximum debiet is het rendement 75 %. Voor kleinere debieten 60 à 70 %. Vijzelpompen zijn geschikt wanneer water opgevoerd moet worden over een relatief kleineopvoerhoogte tussen twee punten die (horizontaal) niet ver uit elkaar liggen. De maximaleopvoerhoogte wordt bepaald door de doorbuiging van de as van de schroef. Deze neemt toe metD en dus met het maximum debiet. De maximale opvoerhoogte zal dus des te kleiner zijnnaarmate het debiet groter is.Om terugstroming uit het opwaarts reservoir bij stilstand van de pomp te vermijden, kan mende vijzel laten debiteren boven het afwaarts niveau.Een Archimedes-schroef is een eenvoudige en bedrijfszekere open constructie, die werkt aan eenlaag toerental. Ze is nagenoeg ongevoelig voor verstopping zodat roosters overbodig zijn.De ontvangkelder kan klein gehouden worden omdat een bergingsvolume overbodig is, vermitseen vijzel elk debiet kleiner dan haar maximum debiet kan verpompen. Vijzelpompen zijn bijzonder geschikt in vlakke streken, waar de opvoerhoogte te klein is omcentrifugaalpompen toe te passen. In vlakke streken kan het veel economischer zijn in plaats vaneen diepe riolering en één centrifugaalpomp, de riolering ondiep te bouwen en verschillendegemalen, uitgerust met vijzelpompen te voorzien.

5. Dimensionering regenwaterriolen en gemengde riolen · 2018-03-22 · Toelichting bij de Code van...

Documents

Transcript of 5. Dimensionering regenwaterriolen en gemengde riolen · 2018-03-22 · Toelichting bij de Code van...