Nevengeulen en sedimentverdeling

Rapp CT WMG-GeZ.

ISSN 0169-6246

November 1993

echnischeUniversiteitDelft

Nevengeulen en

sedimentverdeling

Mededelingenvan de Vakgroep Gezondheidstechniek& Waterbeheersing

Ir. P. Ankum / Prof.ir. R. Brouwer

Onderzoek in opdracht van:

Rijkswaterstaat, RIZA

Faculteit der Civiele Techniek

VakgroepGezond heidstechn iek&Waterbeheersing

TUDelft

Delft University of Technology

Sectie Waterbeheer

Vakgroep Gezondheidstechniek & Waterbeheersing Faculteit der Civiele Techniek

-nctWltSCheUnlV'W9ltelt Del . lotheekFaculteit der Civiele Techniek

( kaores Stevlnweg 1) Postbus 5048 2600 GA DELFT

NEVENGEULEN EN SEDIMENTVERDELING

Onderzoek in opdracht van:

Rijkswaterstaat, RIZA

K~p

p

er

Wff\G-

a.

9

s -

Y(

Mededeling van de Vakgroep G&W, No.49

ir. P. Ankum

prof.ir. R. Brouwer

ISSN 0169-6246

INHOUDSOPGAVE

SAMENVATTING

1. INLEIDING

1.1 . Rijn Actie Plan 1

1.2. Probleemstelling... . . . 2

1 .3. Doelstellingen van het Onderzoek 2

1.4. Randvoorwaarden... . . . 2 1.5. Opdracht... . . . 3

2.

RELEVANTE GEGEVENS

2.1. Hydrologische Parameters Waal 4

2.2. Hydraulische Parameters Waal 5

2.3. Morfologische Parameters Waal 10

3. WATERLOOPKUNDIGE ANALYSE VAN DE NEVENGEULEN

3.1. Uitgangspunten 14

3.2. Hydraulica van Inlaat 14

3.3. Dwarsdoorsnede en lengteprofiel van de Nevengeul . . . .. 16 3.4. Waterloopkunde van de Nevengeul . . .' . . .. . . 17

3.5. Afmetingen van Inlaat en Nevengeulen 19

3.6. Gevoeligheidsanalyse 20

4. SEDIMENT

4.1. Inleiding 22

4.2. De regime theorie . . . .. 23

4.3. Het "tractive force design" concept 24

4.4. Het "Criterium de Vos" 26

4.5. De nevengeulen en sediment 27

4.6. Verticale verdeling van de sedimentfracties 29

5.

SEDIMENTVERDELING BIJ EEN VRIJE INLAAT

5.1. Inleiding 32

5.2. Spiraalstroom in de rivier . . . .. 34 5.3. Instroomhoek van inlaat. . . .. 37

5.4. Separatie van stromen bij de inlaat 41

5.5. Extra spiraalstroom bij de inlaat 42

6. VOORONTWERP INLAAT

6.1. Ontwerpcriteria op basis van sediment 48

6.2. Situering van de inlaat in de oever . . . .. 50

6.3. Inlaatopening . . . .. 50

6.4. Inlaat met strekdam tussen kribben " 53 6.5. Inlaat met open strekdam. . . .. 55

6.6. Inlaat met drempel en spuiluifel tussen de kribben . . . .. 55

6.7. Effecten op hoofdgeul en scheepvaart . . . .. 58

6.8. Lagune in uiterwaard . . . .. 58

6.9. U i t l a a t . . . 58

7. LITERATUUR

7.1. Nevengeulen 59 7.2. Hydraulica, Sedimenttransport en Inlaten 59

APPENDICES

Appendix A. Ruwheid van de Waal . . . .. 63

Appendix B. Sedimenttransport per afvoerniveau 64 Appendix C. Calculation of Backwater Curves 66 Appendix O. Self-sustaining Sediment Transport. . . .. 71

SAMENVATTING

Algemeen. Dit rapport geeft de resultaten weer van een korte (literatuur) studie naar de "sedimentverdeling bij splitsingspunten nevengeulenft.

Hierbij werd vooral gekeken naar de ervaring die is opgedaan met constructies voor irrigatiewerken, en werden varianten voor het inlaat-ontwerp gegenereerd.

Analyse van de nevengeulen. Het inlaatdebiet van de nevengeul is voor-namelijk afhankelijk van de afmetingen van de nevengeul. Het beschikbare verval ligt reeds vast door het verval van de Waal over dat traject (~0,30m), hetgeen tot een relatief flauw verhang

(~O,

1 x 10-3) van de nevengeul leidt. Ook blijkt dat de inlaat altijd als een "verdronken" overlaat moet worden beschouwd en dat het bodemverhang van de nevengeul alleen middels het doorstromende nevengeulprofiel invloed op de stromingstoestand zal hebben. Gekozen is in de beschouwingen voor zodanige afmetingen van de nevengeul waardoor het inlaatdebiet slechts zo' n 5 % van de hoofdstroom zal zijn. Bijvoorbeeld het inlaatdebiet zou 50 m3/s bedragen bij het Waaldebiet

Q50% = 2145 m3/s.

Bodemtransport. De irrigatietechniek maakt gebruik van de volgende constructies en methodieken voor de beperking van de inname van het bodemtransport bij "vrije" inlaten:

• Locatie van de inlaat aan het eind van de buitenbocht, • Inlaat met speermuur of gebogen krib,

• Inlaat met spui-tunnel, • Inlaat met hoge drempel,

• Inlaat met hoge drempel en luifel.

Inlaatvarianten. De volgende inlaatvarianten zijn getoetst op de gevonden relevante theoretische en empirische ontwerpcriteria:

inlaat met gesloten strekdam tussen de kribben, inlaat met open strekdam tussen de kribben, inlaat met een hoge drempel en een luifel.

Drempel met Luifel. De inlaat met hoge drempel, al of niet gecombineerd met een luifel, blijkt hier goed toepasbaar voor de beperking van het bodemtrans-port. De drempelhoogte van de nevengeulinlaat is reeds gepland op ca. 2,50 meter boven de bodem van de stroomgeul van de Waal om de inname bij lage rivierafvoeren te beperken en de scheepvaart bij laagwater niet te hinderen.

Het aanbrengen van een luifel aan de inlaatdrempel zal het opwervelen en binnenspoelen van sediment vanuit de oevertaluds en de rivierbodem ter plaatse van de inlaat verder kunnen beperken. Verwacht mag worden dat geen vorming van zandbanken voor de inlaat zal plaatsvinden, wanneer de inlaat met luifel voldoende ver in het zomerbed steekt.

Zwevend transport. Het zwevende transport zal maar weinig door de inlaat-constructie kunnen worden beïnvloed. Concentraties van klei en fijn slib in suspensie zijn bijna uniform over de verticaal in de Waal aanwezig en binnen-stromen van dit materiaal is dan ook niet te voorkomen.

Het meeste van het zwevend transport dat wordt ingelaten, zal zich afzetten in de nevengeul. Met een inlaatdebiet van gemiddeld 50 m3

Is,

wordt een afzetting van 10.000

m

3/jaar beredeneerd.

" Bandjir"-scherm. Het lijkt wenselijk vanuit het oogpunt van afzetting van zwevend sediment, de sedimentinstroom te beperken. Dit houdt in dat de inlaatconstructie een rem op het binnenstromende debiet moet vormen.

Een inlaat met een vaste of regelbare bovendrempel ("bandjirscherm") is hiervoor een geschikte oplossing. Deze biedt tevens mogelijkheden om in langjarige experimenten het ingelaten debiet te varieren.

Effecten op Hoofdgeul en Scheepvaart. De effecten van de drie boven-genoemde inlaatvarianten op de hoofdgeul en de scheepvaart zullen naar verwachting dezelfde zijn.

De inlaatvarianten zijn zodanig geschetst dat het bodemtransport achterblijft in de hoofdgeul. De verminderde capaciteit van de hoofdgeul om dit bodemtransport te vervoeren zal leiden tot een lokale aanzanding die echter blijkens de berekeningen van het RIZA, een bijna verwaarloosbare dimensie hebben.

Het effect op de scheepvaart door een aftapping van zo' n

5

%

van het Waaldebiet lijkt klein in vergelijking met andere splitsingen zoals in het Pannerdensche kanaal en in de

l.Jssel,

Verwacht mag dus worden dat de scheepvaart hiervan geen hinder ondervindt.

Conclusie. Samenvattend kan worden gesteld dat vele details omtrent sedimentverdeling bij splitsingspunten, ook in de irrigatietechniek, nog onbekend zijn.

Maar, er zijn geen aanwijzingen dat er technisch onoverkomenlijke problemen zullen optreden bij de aanleg van nevengeulen. Met de huidige stand van zaken is zelfs een adequaat ontwerp te maken.

Tot slot moet in herinnering worden gebracht dat vele waterbouwkundige werken in delta's een "beperkte" levensduur hebben. Dit geldt ook voor de duurzaamheid van nevengeulen.

1.

INLEIDING

1.1. Rijn Actie Plan

Als uitvloeisel van het Rijn Actie Plan is onderzoek gaande naar de mogelijkheden tot ecologisch herstel van de RIJN en de voorwaarden die daarbij gesteld moeten worden.

In het huidige denken over ecologisch herstel van rivieren wordt ingezien dat morfologische aanpassingen noodzakelijk zijn om de geformuleerde streefbeelden te bereiken (zie o.a. Derde Nota Waterhuishouding). Een belangrijke morfologische aanpassing is de aanleg van meestromende nevengeulen in de uiterwaarden.

Een nevengeul is hierbij gedefinieerd als een permanent meestromende geul, parallel aan het zomerbed van de rivier. Met de aanleg van dergelijke geulen kunnen opnieuw specifieke habitats ontstaan door o.a. de geringe stroomsnelheden, flauwe oeverhellingen, de relatieve ondiepte en de beperking van storende invloeden van bijvoorbeeld de scheepvaart. Deze habitats voor flora en fauna zijn veelal verdwenen in de periode waarin de normalisatiewerken werden uitgevoerd.

Hoewel de normalisatie van de grote rivieren vooral is uitgevoerd ten behoeve van de scheepvaart en een onbelemmerde afvoer van water en ijs, kan echter thans op grond van modelberekeningen worden geconcludeerd dat de aanleg van neven-geulen goed mogelijk is bij vigerend beheer (de Haas 1991).

In het beheersgebied van de Rijkswaterstaat/Directie Gelderland wordt momenteel gewerkt aan verschillende natuurontwikkelingsprojecten langs de Waal, Nederrijn en de l.Jssel in het kader van het Rijn Actie Plan. Genoemd kunnen worden de Gelderse Poort, bovenstrooms van Arnhem rond de splitsingspunten Pannerdensche Kop en IJssel kop, de Duursche Waarden, tussen Zwolle en Deventer langs de Ijssel, en de Blauwe Kamer, aan de noordoever van de Nederrijn bij Rhenen.

Het RIZA werkt momenteel voor de Directie Gelderland aan twee natuurontwik-kelingsprojecten langs de Waal waarvan een nevengeulen een kenmerkend onderdeel vormt. Dit zijn de Stiftsche waarden bij Fort St. Andries en de Afferdensche- en Deestsche waarden bij Druten. Deze twee projecten verschillen van de eerder genoemde projecten doordat er naar gestreefd wordt een permanent meestromende nevengeul te ontwerpen in tegenstelling tot een eenzijdig aangetakte oude strang. Hierdoor verandert het stroombeeld en de waterhuishouding van het gebied waardoor wezenlijk andere randvoorwaarden worden gecreëerd voor de ontwikkeling van nieuwe habitats.

Het RIZA neemt, rn.b.t. de nevengeulen, het ontwerp en het hydraulisch, morfologisch en aquatisch-ecologisch onderzoek voor zijn rekening. Een overzicht van dit onderzoek, medio maart 1991, is gegeven in (de Haas 1991). Hierin zijn tevens een aantal karakteristieken van een nevengeul weergegeven.

Een probleem bij het ontwerp van nevengeulen is het kwantificeren van de water-en sedimwater-entverdeling bij het splitsingspunt van nevwater-engeul water-en hoofdgeul. Vooral de sedimentverdeling vormt een struikelblok.

Bij RWS leeft de vrees dat bij een te grote sedimentlast het aanleggen van nevengeulen tot mislukken gedoemd is omdat uiteindelijk de nevengeul zal

dichtslibben. Het is echter van belang de inlaat zodanig vorm te geven dat zeer weinig onderhoud behoeft plaats te vinden, dit in verband met ecologische bezwaren van te vaak baggeren.

1.2. Probleemstelling

Het bepalen van de sedimentverdeling bij het splitsingspunt van nevengeul en hoofdgeul moet in deze literatuurstudie worden onderzocht daar er bij RWS onvoldoende kennis aanwezig is om dit met enige zekerheid te kunnen voorspellen. De aanwezige kennis omtrent de sedimentverdeling bij de splitsingspunten Pannerdensche Kop en IJsselkop is ontoereikend om te kunnen worden toegepast op de specifieke situatie die zich voordoet bij nevengeulen.

1.3. Doelstellingen van het Onderzoek

De volgende doelstellingen kunnen worden gedefinieerd:

• Bepalen in hoeverre het mogelijk is de sedimentverdeling bij splitsingspunten van nevengeulen met de hoofdgeul te kunnen kwantificeren zonder daarvoor uitgebreide schaalmodellen te moeten ontwikkelen.

In een literatuurstudie moet worden gekeken naar de ervaring die is opgedaan met inlaatconstructies voor irrigatiewerken en in hoeverre die toepasbaar zijn op de omstandigheden zoals die op de Waal gelden;

• Uiteindelijk zullen binnen het onderzoek één of meerdere varianten gegenereerd moeten kunnen worden die kunnen worden uitgewerkt in een definitief ontwerp.

In het gunstigste geval zou dan met behulp van de resultaten van dit onderzoek de sedimentverdeling kunnen worden gekwantificeerd.

1.4. Randvoorwaarden

Om een zo optimaal mogelijk resultaat te verkrijgen dient niet alleen gekeken te worden naar de mogelijkheid tot kwantificering van de sedimentinname en het type inlaat, maar tevens het effect op de sedimentinname als gevolg van de lokatiekeuze van de inlaat langs de rivier.

Deze vraagstelling tezamen met de algemeen geformuleerde doelstellingen leiden echter tot een te ruime projectomschrijving, daar vele combinaties van hydraulische en morfologische omstandigheden mogelijk zijn.

Daarom dient de literatuurstudie verduidelijkt te worden aan de hand van twee concrete lokaties die momenteel aangewezen zijn om natuurontwikkelingsprojecten op te starten: Stiftsche waarden bij fort St. Andries en Deestsche- en Afferdensche waarden bij Druten. Beide lokaties liggen langs de Waal.

Voor wat betreft de lokatie onderscheiden deze projecten zich door de geprojecteerde lokatie van het inlaatpunt: in een binnenbocht bij fort St. Andries in een buitenbocht bij Druten.

Bij de uitvoering van de voorstudie zijn daarom de volgende randvoorwaarden van belang:

de kenmerken en parameters van het voorlopig ontwerp van de neven geul bij fort St. Andries;

de kenmerken en parameters van het voorlopig ontwerp van de nevengeul bij Druten;

bij het ontwerp van de inlaat van de nevengeul van St. Andries is boven-stroomse kribinkorting niet wenselijk in verband met ongewenste morfologische invloeden op de hoofdgeul (zandbanken).

Hierbij wordt verwezen naar verschijnselen die worden waargenomen bij haveningangen en verbindingen met zandwingebieden in het rivierengebied.

Het kribvak zelf kan wel als constructie-element worden meegenomen b.v. geleidedammen vanaf de kribkoppen naar de inlaat.

1.5. Opdracht

Het onderhavige rapport vormt de weerslag van een korte literatuurstudie die is uitgevoerd naar de "sedimentverdeling bij splitsingspunten nevengeulen" .

De studie is opgedragen door Rijkswaterstaat, RIZA, vestiging Arnhem, bij opdrachtbon met referentie 13D76/WSR d.d. 16 augustus 1993. Contactpersoon was ir. M. Taal.

Het onderzoek is uitgevoerd in oktober 1993 door prof. ir. R. Brouwer en ir. P. Ankum.

Conform de opdracht bestaat de studie uit drie activiteiten:

• Literatuurstudie zand- en sedimentverdeling bij splitsingspunten. Met name is gekeken naar de ervaring opgedaan met inlaatconstructies voor irrigatiewerken, en in hoeverre die toepasbaar zijn op de omstandigheden zoals die op de Waal gelden;

• Ontwikkelen van schetsontwerpen van inlaatconstructies. Uitgangspunt hierbij is dat de inlaatconstructie zo eenvoudig mogelijk moeten zijn om het natuurlijk karakter van het natuurontwikkelingsproject zoveel mogelijk te garanderen waarbij zo weinig mogelijk beheer nodig is.

Voor de vormgeving en constructieve uitwerking zijn de volgende facetten van belang:

aansluiting t.O.V. rivierbocht en rivieras, - hoek van aansluiting,

- overgang naar Jnlaatconstructie,

- aanvullende constructieve maatregelen (kribaanpassing, stroom-geleidingswerken, bodemschotten) .

• Bepalen van het effect van een inlaatconstructie op de hoofdgeul en vaart. Met name werd gelet op nadelige stromingseffecten voor de scheep-vaart, en tevens op de ontwikkeling van zandbanken voor en naast de inlaatconstructie die het minimum doorvaartprofiel voor de scheepvaart zouden kunnen beperken of de inlaat van water kunnen belemmeren.

2.

RELEVANTE GEGEVENS

2. 1. Hydrologische Parameters Waal 2. 1. 1. Afvoerniveaus

De RWS (Brilhuis 1988) kiest voor de presentatie van de hydraulische parameters

van de Waal voor 6 afvoerniveaus 090%' 050%' 010%' 0, % en

°

_{0 ,3 % '} De

bijbehorende debieten, waterstanden en stroomsnelheden zijn gepresenteerd in

tabel 2.1.

Tabel2. 1. Hydrologische parameters van de Waal.

afvoerniveau _{Oso% °50% °10% °1% 00.3%} overschrijding dgljr 329 183 37 3,7 1,0 Afvoer1 Waal in

m

3/s _{865 1345 2145 4247 5163} Waterstand2

•

Dodewaard, m+NAP 4,37 5,74 7,46 9,76 10,20

•

St.Andries, m+NAP 1,68 2,88 4,42 6,48 7,34 Stroomsnelheid3 Nijm.-Dodewaard,

mIs

0,96 1,06 1,24 1,55 1,61 Dodewaard-Tiel,

mIs

0,81 1,05 1,24 1,43 1,43 Tiel-St.Andries,

mIs

0,79 1,03 1,25 1,48 1,54 St.Andries-Zaltb. ,

mIs

0,82 1,00 1,23 1,51 1,56

stroming door:

•

alleen zomerbed

•

zomerbed

•

uiterwaarden

2. 1.2. Minimum Afvoeren

Naast de bovengenoemde afvoerniveaus, is er ook het "overeengekomen lage rivierstand (OLR)".

Uit~angspuntvoor de OLR-berekening is een afvoer van de Rijn bij Lobith van

984 m

Is.

Volgens het stuwschema "285" van de RWS (jaarboek 1991) bedraagt

de afvoer van de Waal dan 776 m3/s. Bij deze afvoer moet een minimaal

vaar-geulprofiel van 170 m breed en 2,80 m diep worden gegarandeerd.

Delaa~steWaalafvoer zoals die is voorgekomen in de periode 1901-1991 bedraagt

470 m

Is.

Een bijbehorende waterstand van 1,34 m + NAP bij Stiftsche waard (St.

Andries) is door RIZA berekend voor dit minimum debiet.

, RIZA: tabel 2 (Brilhuis 1988)

2RIZA : tabel 12 (Brilhuis 1988)

2. 1.3. Jaarafvoer van de Waal

De gemiddelde jaarafvoer van de Rijn bedraagt gemiddeld 2200 m3/s, dat is 69 x 109 m3/jaar .

. De Waal voert hiervan gemiddelde zo'n 2/3 gedeelte af, dus zo'n 1500 m3/sof 46 x 109 m3/jaar.

2.1.4. Lokatie van de Nevengeulen

De Deestsche nevengeul is gelegen in de Deestsche en Afferdensche waarden, iets bovenstrooms van Druten. De geprojecteerde lokatie van het inlaatpunt is gelegen in een buitenbocht op de linker oever van de Waal, bij raai 899 km. Het uitlaatpunt ligt tussen raai km 902 en km 903. Het inlaatpunt ligt tegenover Dodewaard.

De Stiftsche neven geul is gelegen in de Stiftsche waarden, een paar kilometer bovenstrooms van Fort St. Andries. De geprojecteerde lokatie van het inlaatpunt is gelegen in een binnenbocht op de rechter oever van de Waal, bij raai km 920. Het uitlaatpunt ligt bij raai km 922.5. Het inlaatpunt ligt ongeveer 6 km boven-strooms van het Fort St.Andries.

2. 1.5. Hoogten Uiterwaarden

De hoogten van de zomerdijken liggen bij de Deestsche nevengeul (Druten) in de orde van 9,50 m + NAP. De kribben hebben een hoogte van rond 7,50 m + NAP. De achterliggende uiterwaarden hebben wisselende hoogteligging, met een gemiddelde van zo'n 7,50 m+NAP.

Het betekent dat de debieten s0'0%met een waterpeil lager dan 7,50 m+NAP uitsluitend door het zomerbed worden afgevoerd, zie tabel 2.1.

De hoogten van de zomerdijken liggen bij Stiftsche nevengeul (St.Andries) in de orde van 7,00 m + NAP.De kribben hebben een hoogte van rond 4,50 m + NAP. De achterliggende uiterwaarden hebben wisselende hoogteligging, met een gemiddelde van zo'n 5,50 m+NAP.

Het betekent ook hier dat de debieten ;s; 0'0% met een waterpeil lager dan 5,50 m + NAP uitsluitend door het zomerbed worden afgevoerd, zie tabel 2.1.

2.2. Hydraulische Parameters Waal

2.2.1. Gemiddelde Bodemligging

De Waal is door de RWS verdeeld in verschillende riviervakken waarvoor parameters bekend zijn. De bodemligging en het bodemverhang van de Waal zijn vermeld in tabel 2.2. De gemiddelde bodemligging bij Dodewaard bedraagt 0,95

De locatie van de inlaat voor de Deestsche neven geul (Druten) ligt vrijwel tegenover Dodewaard, zodat:

• de inlaat voor de Deestsche nevengeul (Druten) ligt juist tussen het riviervak

Nijmegen-Dodewaard en het riviervak Dodewaard-Tiel;

De inlaat van de Stiftsche nevengeul (St.Andries) ligt ongeveer 6 km bovenstrooms van het Fort St.Andries. Het bodemverhang op het riviervak Tiel-St.Andries

bedraagt 0,11 x 10-3, zodat de bodem bij de inlaat ongeveer op -2,00 + 0,70 =

-1,30 m + NAP ligt.

• de inlaat voor de Stiftsche nevengeul (St.Andries) ligt tussen het riviervak

Tiel-St.Andries en het riviervak St. Andries-Zaltbommel.

Tabel 2.2. Bodemligging en Bodemverhang van de Waal.

RIVIERVAK RIVIERVAK RIVIERVAK RIVIERVAK

Nijmegen- Dodewaard- Tiel-

St.Andries-Dodewaard Tiel St.Andries Zaltbommel

Vaklengte m 16.900 11.975 12.705 8.400

Bodemligging , m+NAP 2,95 0,95 0,95 -0,60 -0,60 -2,00 -2,00 -3,40

Bodernverhanqê, 10-3 _{0,12 0,13 0,11 0,17}

2.2.2. Verhang van de Waterlijn

Het verhang van de waterlijn in de verschillende riviervakken blijkt enigszins

afhankelijk te zijn van het debiet, zie ook tabel 2.3.

De Waal blijft in het zomerbed voor afvoeren

s:

Q,O%' Het gemiddelde verhang

van de waterspiegel is dan 0,11 x 10-3 voor zowel Dodewaard (=Druten) alswel

voor St.Andries.

Tabel2.3. Waterspiegelverhang van de Waal.

kans _{0s0% 0 50%} Q,o% 0,% 00.3% overschrijding dgljr 329 183 37 3,7 1,0 Afvoer3 Waal in m3/s 865 1345 2145 4247 5163 Waterspiegelverhang4 Nijm.-Dodewaard, 10-3 _{0,104 0,104 0,110 0,124 0,128} Dodewaard-Tiel, 10-3 _{0,116 0,116 0,119 0,127 0,106} Tiel-St.Andries, 10-3 _{0,102 0,116 0,128 0,125 0,127} St.Andries-Zaltb. , 10-3 _{0,081 0,114 0,136 0,142 0,150}

, RIZA: tabel 6 (Brilhuis 1988)

2RIZA: tabel 7 (Brilhuis 1988)

3RIZA: tabel 2 (Brilhuis 1988)

4RIZA: tabel 13 (Brilhuis 1988)

Het verhang wordt steiler voor de hogere afvoeren waarbij ook de uiterwaarden afvoeren, en bereikt een gemiddelde waarde van 0,12 x 10-3 voor Dodewaard (::::Druten) en 0,14 x 10-3 voor St.Andries. Echter, in de volgende berekeningen wordt voor deze hogere afvoeren eveneens het verhang 0,11 x 10-3 gekozen.

2.2.3. Bodembreedte

De bodembreedte van de Waal is niet gemakkelijk direct te bepalen uit metingen van de dwarsdoorsnede.

Voor de bepaling van de bodembreedte gaat RIZA uit van een "normaal" breedte, zie tabel 2.4. Deze "normaal" breedte is gedefinieerd voor de Waal als: "spiegelbreedte tussen de kribben op het niveau van de middelbare rivierstand" (Brilhuis 1988, blz 9).

De zandtransporterende breedte wordt verkregen door de normaalbreedte met een bepaalde waarde te verminderen, in verband met o.a. het uitlopen van de kribtenen. Een reductie van 35 m wordt gebruikt voor de Waal (Brilhuis 1988, blz 10).

In deze studie wordt de bodem van de Waal, in dwarsrichting, als horizontaal verondersteld, en gelijk genomen aan de bovengenoemde zandtransporterende breedte. De waarde zijn gepresenteerd in tabel 2.4.

Tabel 2.4. Bodembreedte van de Waal.

RIVIERVAK RIVIERVAK RIVIERVAK RIVIERVAK

Nijmegen- Dodewaard- Tiel-

St.Andries-Dodewaard Tiel St.Andries Zaltbommel

"Normaal" Breedte". m 260 260 260 274 Bodembreedte m 225 225 225 239 2.2.4. Taludhelling

m

=

dus:

b

_w

=

b

+

2hm

2h

waarbij de taludhelling wordt uitgedrukt in 1 : m.

Slechts enige dwarsdoorsneden van de Waal bij Dodewaard waren geschikt om te worden gebruikt voor de bovenstaande berekening, zie ook tabel 2.5. De taluds onder het waterpeil van de "overeengekomen lage rivierstand (OLR)" is daarvoor beschikbaar. Het Waaldebiet komt dan overeen met ongeveer het afvoerniveau van De taludhelling kan worden bepaald uitdemetingen van dwarsdoorsneden wanneer de bodembreedte "b" en de bodemligging (in m

+

NAP) als bekend worden verondersteld.

Hiertoe wordt de breedte van de waterspiegel "bw" opgemeten in een dwarsdoorsnede bij een bepaalde waarde van de waterdiepte "h". De gemiddelde taludhelling van de beide oevers volgt dan uit:

b

_w

- b

het debiet dat een overschrijding heeft van 329 dagen (090%)'

In deze studie wordt een taludhelling van 1 :

9

gekozen voor het zomerbed van de Waal.

Tabel

2.5.

Bepaling van de taludhelling Waal bij Dodewaard (zomerbed). water diepte bodembreedte breedte water- berekende

spiegel talud helling

Locatie h in m bin m _{bw in m} 1 :m 899.250 2,50 225 260 7,0 899.000 3,00 225 280 9,2 898.750 3,50 225 280 7,8 898.500 3,50 225 290 9,3 898.000 3,00 225 280 9,2 bw = b

+

2hm, dus m = (bw-b) 12h gemiddelde: 8,5

gekozen talud helling voor zomerbed: 1 :9

2.2.5. Ruwheid van de Waal

De hydraulische ruwheid van de Waal kan worden berekend voor een gegeven bodembreedte "b", het verhang "i", taludhelling "m", wanneer het debiet met bijbehorende waterstand bekend is.

Deze ruwheid van de Waal is berekend door RIZA (Brilhuis 1988). De gevonden Chézy waarden en de Strickler waarden zijn gepresenteerd voor de verschillende afvoerniveaus, zie ook Appendix A. Er wordt geconcludeerd dat deze waarden slechts een globaal karakter hebben.

In het bovenstaande zijn de volgende parameters van de Waal geselecteerd: bodembreedte b = 225 rn, verhang van bodem en waterlijn i = 0,11 x 10-3, talud helling m = 9 (1 : 9).

De relatie tussen enige debieten en de bijbehorende waterstanden voor Dodewaard en het Fort St.Andries zijn vermeld in tabel 2.1. De bodemhoogten op deze locaties bedragen 0,95 m

+

NAP en -2,00 m

+

NAP, respectievelijk, zie tabel 2.2.

Deze geschematiseerde gegevens zijn gebruikt voor een berekening met de Strickler ruwheid met behulp van het computer programma "Profile" (Herbermann 1991), zie tabel

2.6.

De lagere debieten (onderschrijding 35 dagen per jaar) vertonen een ruwheid van k = 40 - 45 m1/3/s. Deze afvoeren zijn minder relevant voor deze studie.

Voor de hogere debieten waarbij ook stroming door de uiterwaarden (overschrij-ding 35 dagen per jaar) bedraagt fictieve ruwheid van het zomerbed k = 45 m1/3/s. De gemiddelde Strickler ruwheid in het zomerbed voor de meeste debieten

(090%

<

°

<

01%) bedraagt k = 38 m1/3/s. Deze waarde wordt aangehouden in

Tabel

2.6.

Berekende Ruwheid van de Waal ("Profile" computer programma).

debiet diepte ruwheid breedte verhang bjh snelheid Energie

Q h k b m i n v T E

m"3 Is m m"1/3 Is m (v:mh) 10"-3 - mis N/m"2 W/m"3

Waal bij Dodewaard:

865 3.42 45 225 9 0.11 65.8 0.99 3.69 1.07

1345 4.79 39 225 9 0.11 47.0 1.05 5.17 1.13

2145 6.51 36 225 9 0.11 34.6 1.16 7.02 1. 25

4247 8.81* (41) 225 9 0.11 25.5 1.58 9.51 1.71

5163 9.25* (46) 225 9 0.11 24.3 1.81 9.98 1. 95

Waal bij Fort St.Andries:

865 3.68 40 225 9 0.11 61.1 0.91 3.97 0.98

1345 4.88 38 225 9 0.11 46.1 1.02 5.27 1.11

2145 6.42 37 225 9 0.11 35.1 1.18 6.93 1. 27

4247 8.78* (42) 225 9 0.11 25.6 1.59 9.47 1.72

5163 9.34* (45) 225 9 0.11 24.1 1. 79 10.08 1. 93

*

afvoer door zowel het zomerbed als de uiterwaarden

2.2.6. Schematisatie van de Waal

Uit de voorgaande gegevens kan de Waal bij de Deestsche nevengeul (Druten) en bij de Stiftsche nevengeul (St.Andries) worden geschematiseerd als volgt:

• bodembreedte b = 225 m

• Strickler ruwheid van zomerbed k = 38 m1/3/s

• verhang van bodem en waterlijn = 0,11 x 10-3

• talud helling m = 9 (1 : 9)

• ter plaatse van Dodewaard, en de inlaat van de Deestsche nevengeul (Druten):

o bodemhoogte zomerbed 0,95 m

+

NAP

o bodemhoogte winterbed 7,50 m

+

NAP

• ter plaatse van de inlaat van de Stiftsche nevengeul (St.Andries):

o bodemhoogte zomerbed -1,30 m

+

NAP

o bodemhoogte winterbed 5,50 m

+

NAP

• ter plaatse van de Fort St.Andries:

o bodemhoogte zomerbed -2,00 m

+

NAP

o bodemhoogte winterbed 5,00 m

+

NAP

Een vergelijking tussen de waterstanden volgens Brilhuis (1988) en volgens het computer programma "Profile" (Herbermann 1991) zijn gepresenteerd in tabel 2.7. Het blijkt dat de voor de afvoeren door het zomerbed de simulatie volgens de Strickler formule redelijk overeenkomt met de gegevens van Brilhuis.

Tabel

2.7.

Waterstanden volgens Brilhuis en "Profile" (Herbermann

1991).

Debiet Waterdiepte Waterstand Dodewaard Waterstand Fort St.Andries

("Profile") bodem +0,95 m+NAP bodem -1 ,30 m + NAP

Q h Brilhuis (1988) "Profile" Brilhuis (1988) "Profile"

m3/s m m+NAP m+NAP m+NAP m+NAP

865 3,76 4,37 4,71 1,68 1,76 1345 4,85 5,74 5,80 2,88 2,85 2145 6,32 7,46 7,27 4,42 4,32 4247 ( 9.23) 9,76 (10,10) 6,48 ( 7,23) 5163 (10,27) 10,20 (11,22) 7,34 ( 8,27) 10370 (14,86) 13,02 (1 5,81 ) 10,33 (12,86)

2.3. Morfologische Parameters Waal

2.3. 1.

Bodemmateriaal van de Waal

Het sediment in de Waal bestaat voornamelijk uit kwartszanden en komt in de vorm

van afgeronde korrels voor waarvan de diameter varieert tussen 50 J.Lm (0,050 x

10-3 m) en 100 mm (100 x 10-3 m) (Kamphuis 1990).

Het bodemmateriaal in de Waal bestaat overwegend uit korrels met diameters

van 0,4tot 4 mm, zie tabel 2.8. De valsnelheid van 0_{5 0} bedraagt0,12

mis

(Brilhuis

1988, tabel 33).

Van de korrelverdeling en de valsnelheid van het zwevend sedimentmateriaal zijn geen gegevens bekend.

Tabel

2.

B. Korrel diameters van het bodemmateriaal in de Waal.

BODEMMATERIAAL 0_{10 %} 0_{35 %} 0_{50 %} 0_{6 5 %} 0_{90 %} Dm Sediment diameter1 Nijm.-Dodewrd 10-3 m 0,50 0,85 1,05 1,55 3,80 1,75 Dodewrd-Tiel 10-3 m 0,47 0,77 1,05 1,40 3,60 1,55 Tiel-St.Andries 10-3 m 0,45 0,73 0,95 1,32 3,30 1,45 St.Andries-Zltb10-3 m 0,44 0,73 0,90 1,28 3,00 1,40

2.3.2. Sedimenttransport van de Rijn

Het vaststellen van het sedimenttransport in de Rijn en in de Waal levert enige problemen op. Jansen (1979, tabel 2.4-2) geeft een schatting van het sediment-transport voor de Rijn van 10 mg/1.

Van Bendegom (1978, figuur 2.1-18) geeft een vergelijkbare waarde. Zijn schatting van het sedimenttransport voor de Rijn bedraagt 530.000 ton/jaar in een gemiddelde waterafvoer van 2.200 m3/s (= 2.200 x 3600 x 24 x 365 = 69,4 x 109 m3/jaar), dat is dus 8 mg/1.

Kamphuis (1990, blz. 11) rapporteert dat het sedimenttransport op de Ri~n bij Wesel is gemeten over de periode 1982-1984, en dat gemiddeld 650.000 m /jaar is waargenomen.

Anderzijds stelt hij dat het sedimenttransport op de Boven-Rijn bij een gemiddelde jaarafvoer zo'n 1017 m3/etmaal bedraagt, dat is ongeveer 360.000 m3/jaar. De gemiddelde waarde van het sedimenttransport treedt op bij een rivierafvoer op de Boven-Rijn van 2.500 à 3.000 m3/s (Kamphuis 1990).

2.3.3. Sedimenttransport van de Waal

De Waal transporteert ongeveer 2/3 deel van het sedimenttransport in de Boven-Rijn (Kamphuis 1990). Dit betekent een sedimenttransport in de Waal van 350.000 ton/jaar op basis van de schatting van Bendegom (1978).

Het bodemsedimenttransport in de Waal is ook berekend door Brilhuis (1988). Er zijn vijf formules gebruikt: (i) Frijlink, (ii) Meyer-Peter, Müller, (iii)Engelund-Hansen, (iv) Ackers en White, (v) Kalinske.

De resultaten voor de verschillen riviervakken van de Waal zijn gepresenteerd in tabel 2.9. De berekende waarden voor het bodemsedimenttransport liggen tussen 0,3 x 106m3/jaaren 1,2 x 106m3/!aar. Deze waarden kunnen worden omgerekend, via de dichtheid van 1,6 ton/rn , in 480.000 ton/jaar en 1.920.000 ton/jaar, resfectievelijk. Evenzo op basis van de jaarlijkse afvoer van 1500 m3/s (= 47,3 x 10 m3/jaar), kunnen de concentraties van bodemtransport berekend worden van 10 en 40 mg/I, respectievelijk.

Uit de bovenstaande resultaten blijkt dat er een flinke spreiding bestaat tussen de verschillende transportformules.

Brilhuis (1988, blz 30) constateert dat uit onderzoeksresultaten van de beneden-Waal volgt dat de werkelijke transporten tussen die volgens Meyer-Peter, Müller en volgens Ackers en White in liggen, dus rond 1.200.000 ton/jaar. Ook wordt wel gezegd dat het sedimenttransport kan worden bepaald uit de Engelund-Hansen formule, door 50% van het berekende bedrag te nemen, dus eveneens rond 1.200.000 ton/jaar.

Voor een ~emiddelde waterafvoer van 1500 m3/s (= 1500 x 3600 x 24 x 365 =

47,3 x 10 m3/jaar) en voor een bodemsedimenttransport van 1.200.000 ton/jaar bedraagtde gemiddelde concentratie van het bodemsedimenttransportzo'n 25 mg/I (25 ppm).

Tabel

2.9.

Gemiddeld bodemtransport van de Waal.

*

Dodewaard St.Andries

vak 1 vak 2 vak 3 vak 4

Volgens Formule1 0 Frijlink m3/jr 360.000- 370.000 400.000- 410.000

•

Meyer-Peter, Müller m3/jr 320.000- 320.000 340.000- 350.000 0 _{Engelund-Hansen} m3/jr _{1.350.000-1.500.000 1.730.000-1.850.000}

•

Ackers en White m3/jr 1.120.000-1.090.000 1.180.000-1.210.000 0 _Kalinske m3/jr _{1.060.000-1.190.000 1.220.000-1.240.000}

*

in m3 afgezet sediment, met dichtheid 1,6

ton/rrr',

2.3.4. Sedimenttransport van de Waal per Afvoerniveau

Het sedimenttransport voor verschillende afvoerniveaus is ook berekend door Brilhuis (1988), en de waarden zijn gepresenteerd in appendix B, tabel B.1. Het sedimenttransport "s" per m' is daarbij uitgedrukt in "10-6 m3/m.s".

Deze waarden in "10-6 m3/m.s" zijn niet erg praktisch voor deze studie, aangezien het sedimenttransport is uitgedrukt als een volume transport per m', waarbij niet gespecificeerd is voor welke breedte dit geldt (bodembreedte of "normaal" breedte) en voor welke dichtheid van het materiaal (korrel @ 2,65

ton/m3, jonge afzettingen @ 1,1

ton/rrr',

oude afzettingen @ 1,6

ton/rrr').

Het sedimenttransport over de dwarsdoorsnede volgt uit een vermenigvuldiging van deze waarden met de bodembreedte "b" (Brilhuis 1988, blz. 29). De bodembreedte "b" volgt uit tabel 2.4 en bedraagt b = 225 m voor de riviervakken Nijmegen-Dodewaard-Tiel-St.Andries, en b = 239 m voor het riviervak St.Andries-Zaltbom-meI. In appendix B, tabel B.2, is de op deze wijze berekende sedimenttransport, in m3/s, gegeven.

De dichtheid van het (afgezette) sediment is gesteld op 1600 kg/m3, waardoor een omrekening van een sedimenttransport

"S"

in m3/s,naar een sedimentconcentratie "c" in "mg/I" of "pprn" kan volgen uit:

c

=

S x

1600

in kg/m3, of:

c

=

1600

x S x

10

3 in mg/I

Q

Q

De resultaten zijn eveneens gepresenteerd in appendix B, tabel B.2.

Uit appendix B blijkt dat het sedimenttransport voor het afvoerniveau met een overschrMding van 329 dagen (090% = 865 m3Is) in de orde ligt van 2 x 10-3 tot 10 x 10- m3/s. Deze waarden komen overeen met sedimentmetingen (Kamphuis 1990, bijlage 28) van zo'n 6 x 10-3 m3/s (500 m3/etm). Het sedimenttransport als een concentratie bedraagt dan 11 mg/1.

1RIZA: Bijlage 20 (Brilhuis 1988)

-Uit appendix 8 blijkt dat het sedimenttransport voor het afvoerniveau met een overschrydin g van 183dagen (Q50%

=

1345 m3/s) in de orde ligt van 8 x 10-3 tot

27 x 10- m3/s. Deze waarden komen overeen met sedimentmetingen (Kamphuis

1990, bijlage 28) van zo'n 13 x 10-3 m3/s (1100 m3/etm). Het totaal

sediment-transport als een concentratie bedraagt dan 16 mg/l.

Uit appendix B blijkt dat hetsedimenttrans~ortvoor het afvoerniveau met een overschrijding van 37dagen (Q,0% = 2145 m Is) in de orde ligt van 18x 10-3tot

60x 10-3m3/s. Het totaal sedimenttransport als een concentratie bedraagt dan 10

-50 mg/I. .

2.3.5. Zwevend Sedimenttranport

Van Bendegom (1978, figuur 2.1-18) schat het zwevend transport op 0,23 x 106

ton/jaar in een gemiddelde waterafvoer van 2.200 m3/s (= 2.200 x 3600 x 24x

365 = 69,4 x 109 m3/jaar). Dit is een gemiddelde concentratie aan zwevend sediment van 3 ppm of3 mg/l (in plaats van zijn foutief vermelde 34 ppm door een rekenfout).

Sedert1989wordt het zwevend sedimenttransport gemeten op de Waal bij Druten. Enige resultaten van deze metingen zijn gepresenteerd in table 2.10.

Als een eerste schatting kan gesteld worden dat de concentratie van het zwevend sedimenttransport zo'n 7 mg/l bedraagt voor de gemiddelde jaarafvoervan 1500 m3/s.

De concentratie zwevend sediment zal afhankelijk zijn het afvoerniveau. Te verwachten is dat hogere afvoeren ook een hogere concentratie zullen afvoeren, zoals ook een hogere bodemtransport. De metingen zoals weergegeven in tabel

2.10voldoen hier niet alle aan. De resultaten van een uitgebreider meetprogramma zullen hierover ter zijner tijd uitsluitsel kunnen geven.

Tabel

2.

10. Concentraties Zwevend Sedimenttransport.

Waal bij Druten ZWEVEND SEDIMENTTRANSPORT

(benadering uit de metingen) concentratie in m g / I

Datum Rivier

raai raai raai raai raai raai raai raai raai van meting' Debiet2

1 2 3 4 5 6 7 8 9 16-02-1989 988 m3/s 3 3 4 4 4 6 6 7 8 17-03-1989 1500 m3/s 3 3 3 4 7 7 8 9 8 14-04-1989 1690 m3/s 3 3 3 3 4 7 5 7 6 12-05-1989 1361 m3/s 6 7 5 5 6 7 10 10 9 16-06-1989 1131 m3/s 2 3 3 3 2 3 3 3 3 07-09-1989 1064m3/s 2 3 3 3 3 4 4 3 2 19-10-1989 883 m3/s 3 3 3 4 4 5 5 6 4 27-11-1989 808 m3/s 4 3 4 3 4 5 7 10 6

, RIZA: Bijlage 13 (Kamphuis 1990)

5,50 m+NAP

1,00 m+NAP

: -1,30 m+NAP

: -1,55 m+NAP

3.

WATERLOOPKUNDIGE ANALYSE VAN DE NEVEN GEULEN

3.1. Uitgangspunten

Een randvoorwaarde voor het hydraulisch ontwerp van de nevengeulen is de relatie afvoer - waterstand in de Waal. Deze afvoerformule kan worden opgesteld met behulp van de Strickler formule, en de schematisatie van de Waal zoals is vermeld in sub-sectie 2.2.6 van het voorgaande hoofdstuk:

• bodembreedte van de Waal : b

=

225 m

• Strickler ruwheid van zomerbed : k

=

38 m1/3/s • verhang van bodem en waterlijn : i

=

0,11 x 10-3

• talud helling van het zomerbed : m

=

9 (1 : 9)

Verder gelden de volgende hoogteliggingen voor de Deestsche nevengeul (Druten):

o gemiddelde bodemhoogte winterbed 7,50 m + NAP

o drempelhoogte inlaat (volgens RIZA) 3,50 m + NAP

o bodemhoogte zomerbed bij inlaat 0,95 m + NAP

o bodemhoogte zomerbed bij samenvloeiingspunt 0,60 m + NAP en voor de Stiftsche nevengeul (St.Andries):

o gemiddelde bodemhoogte winterbed o drempelhoogte inlaat (volgens RIZA) o bodemhoogte zomerbed bij inlaat

o bodemhoogte zomerbed bij samenvloeiingspunt

De lengte "al" van de nevengeul zal in het algemeen langer zijn dan de lengte "L" van de Waal tussen·de inlaat en het samenvloeiingspunt. Zo ontwierp De Haas

(1991) een nevengeul in de Bemmelerwaard met een lengte van 3000rn, terwijl de

Waal over dat traject een lengte heeft van 2230 m.

Het betekent dat in het bovenstaande ontwerp dat de nevengeul 135 % langer is, dus a

=

1,35. Een lagere waarde van "a

=

1,20" is aangehouden in de onderstaande beschouwingen van de nevengeulen bij Druten en St. Andries. Overeenkomstig zijn de volgende lengten worden aangenomen:

o rivierlengte tussen inlaatpunt en samenvloeiingspunt voor de Deestsche en de Stiftsche nevengeulen bij Druten en St.Andries: l = 3000 m;

o geullengte tussen inlaatpunt en samenvloeiingspunt voor de Deestsche en de Stiftsche nevengeulen bij Druten en St.Andries: al = 1,20x 3000 = 3600m.

3.2. Hydraulica van de Inlaat

Wanneer de waterstand aan de beneden zijde van de inlaat voldoende laag ligt, heeft die geen invloed op het inlaatdebiet. Men spreekt dan van een "volkomen" overlaat en er treedt "schietend" water op, zie figuur 3.1.

Q

Peil wordt bepaald door beneden strooms pand

---

1

-

&.

Q

-.~

Peil wordt bepaald door beneden strooms pand

T

H Q - eBHAl.S VOLKOMEN OVERLAAT l1H - «v2_{lg ONVOLKOMEN OVERLAAT

Figuur 3. 1. Type stroming over de Drempel van de Inlaat.

Q = c B H3/2, en is geldig voor z

>

113 H

waarin:

Q is de afvoer van de overlaat, in m3/s,

B is de breedte van de overlaat, in rn,

H is de energiehoogte boven de kruin, in m,

z is het verval over de overlaat, in rn,

c is de afvoercoëfficiënt, b.v. de "brede" overlaat met c - 1,7, de "scherpe"

overlaat met c

=

1,9.

Heeft de beneden waterstand wél invloed op de afvoer, dan spreekt men van een "onvolkomen" of "verdronken" overlaat, zie ook figuur 3.1. De afvoer is bij een onvolkomen overlaat kleiner dan bij een volkomen overlaat en is moeilijker in een nauwkeurige formule te beschrijven.

is het verval over het (verdronken) kunstwerk, in rn,

is de watersnelheid in het kunstwerk, in mIs,

is de breedte van het inlaatkunstwerk, in rn,

is de waterhoogte boven de kruin, en is (ongeveer) gelijk aan de water-hoogte in de Waal ten opzichte van de kruin, in m.

is de zwaartekrachtsversnelling, g = 9,8 m/s2,

zijn coëfficiënten voor intree- en uittree verliezen, b.v. (c,

+

cu)

=

1,0

De stroming bij een verdronken overlaat is vergelijkbaar met de stroming onder een brug of met de stroming door een duiker. Zo kan de afvoerformule voor onvolkomen overlaat bepaald worden uit het verval over het kunstwerk en als functie van de

"snelheidshoogte: v2/2g":

z = (c,

+

cu)v2/2g, waarvoor v = Q I(B x hj )

waarin: z

v

8 h·I

Vaak wordt de afvoerformule voor de onvolkomen overlaat (voor z

<

1/3 H) ook

is het inlaatdebiet, in m3/s,

is de afvoercoëfficiënt is. Dus, ~

=

(c,

+

cur1l2, en zo ~

=

1,0.

is de waterdiepte in de Waal, in

rn,

is de hoogte van de inlaatdrempel boven de Waalbodem, in m.

Q = ~ B hj v'{2gz} = 4,4 ~ B hj v'z

waarin: Q ~

De waterstand "h," boven de kruin kan benaderd worden met de rivierwaterstand

boven de kruin, dus:

hj = h - ho

waarbij: h ho

De afvoerformule voor een inlaatkunstwerk met een breedte B = 30 m wordt dan:

Q = 4,4 B (h - ho) v'z

waarin:

Q is het inlaatdebiet, in m3/s,

B is de breedte van het inlaatkunstwerk, in m,

h is de waterdiepte in de Waal, in m,

ho is de hoogte van de inlaatdrempel boven de Waalbodem, in m,

z is het verval over het (verdronken) kunstwerk, in m.

Het inlaatdebiet voor verschillende waarde van het verval "z" is berekend met de

bovenstaande formule. De resultaten zijn gepresenteerd in tabel 3.1.

Tabel 3. 1. Inlaatdebiet (in m3/s) voor een inlaatbreedte "8 = 30 m".

Waterstand Verval "z" over de Inlaat, in m

boven kruin hj in m

z

=

z

=

z

=

z

=

z

=

z

=

z

=

0,03 0,05 0,07 0,10 0,12 0,15 0,20 0,50 11 15 17 21 23 26 30 1,00 23 30 35 42 46 51 59 1,50 34 44 52 63 69 77 89 2,00 46 59 70 83 91 102 118 2,50 57 74 87 104 114 128 148 3,00 69 89 105 125 137 153 177 3,50 80 103 122 146 160 179 207 4,00 91 118 140 167 183 204 236

3.3. Dwarsdoorsnede en Lengteprofiel van Nevengeul

Het ontwerp van het dwarsprofiel van de nevengeul is een iteratief proces, in samenspel met het ontwerp van het (bodem)verhang en het inlaat kunstwerk. Hierbij is een aanname van de toekomstige begroeiing van belang ter bepaling van

de (Strickler) ruwheid "k" in m1/3/

s,

en de daaruit volgende waterstanden.

Voor het uiteindelijke uitgraven van het dwarsprofiel zijn slechts drie hydrau-lische parameters van belang: de taludhelling "m", de bodembreedte "b", en het bodempeil.

De (Strickler) ruwheid van de nevengeul zal bij weinig vegetatie in de geul een

waarde van k

=

30 - 40 m1/3/s kunnen bedragen, overeenkomstig de ruwheid van

het zomerbed van de Waal. Echter bij veel vegetatie zal een lagere waarde van de

ruwheidscoëfficiënt optreden, bijvoorbeeld k = 5 - 20 m1/3/s. Voor deze

beschouwing is de hoge waarde van k = 30 m1I3/s aangehouden.

De Haas (1991) ontwerpt een nevengeul in de Bemmelerwaard met uitgestrekte glooiende taluds. De nevengeul is meanderend met oeverhellingen van

respectieve-lijk 1 :

30

(m =

30)

en 1 : 8 (rn

=

8). Dus, voor de ontwerpberekening geldt het

gemiddelde m = 19.

Het hydraulisch bezwaar van zulke flauwe hellingen is de lage transport-capaciteit bij een grote (water) breedte, alsmede een grote sedimentatie op de taluds zoals later wordt gezien.

Voor deze beschouwing is een gemiddelde helling van de beide taluds van

1 : 10 (m - 10) gekozen, zie figuur 3.2.

waterdiepte

d= Sm

Figuur

3.2.

Dwarsdoorsnede van nevengeul.

Het verval in de Waal over deze afstand bedraagt L x i =

3000

x

0,11

x

10-

3 ~

0,35 m. Dit verval is dus beschikbaar voor de energieverliezen bij de inlaat alsmede de wrijvingsverliezen in de nevengeul. Daarbij mag worden aangenomen dat er geen energieverliezen optreden bij het samenvloeiingspunt.

Er is slechts een klein verval van rond 0,10 m bij de inlaat beschikbaar, zodat het verval in de nevengeul 0,25 m mag bedragen. Bij een lengte van de nevengeul

van

al

=

3600

m betekent dit een waterspiegelverhang van

0,07

x

10-

3. Op basis

van een dergelijke benadering, komt men tot de keuze van het bodemverhang in de

nevengeul van I_b = 0,07 x 10-3•

3.4. Waterloopkunde van de Nevengeul

Uitgaande van de bovenstaande afmetingen en hellingen, kan men de stroming door de nevengeul bepalen wanneer de volgende parameters bekend zijn, zie ook figuur

3.3:

• het lengteprofiel van de rivier:

het rivierverhang "in (waterlijn en bodem), en de rivierlengte "L" tussen inlaatpunt en samenvloeiingspunt;

• het lengteprofiel van de nevengeul:

de bodemhelling "I_{b" ,} de geullengte

"al"

tussen inlaatpunt en

samenvloeiings-punt, en de bodemval "s" tussen de geulbodem en de rivierbodem bij het samenvloeiingspunt;

inm+NAP 10 h WAAL s do NEVEN-GEUL lengte Neven-Geul "/% L" d rI I I fi I \ I \ I \ I I 1 \ 1 I 1 I I I 1- - - - -1 1_ 1 \ I \

,

\ 1 \ I \ I \ \ - I h - ho I I h WAAL

Verhang Waal :"i"

6 4 2 5 3 9 7 8 1

o

Figuur 3.3. Schematisch Lengteprofiel van Nevengeul.

• het dwarsprofiel van de nevengeul:

de bodembreedte "b", de taludhelling "m", en de (Strickler) ruwheid "k"; • het inlaatkunstwerk:

de breedte "B" en de hoogte "ho" van de kruin boven het rivierbodem, evenals de afvoerformule;

De berekening van het debiet door de nevengeul is een iteratief proces en wordt uitgevoerd met behulp van de stuwkromme berekening.

Voor een bepaalde waterdiepte "h" (en waterpeil) in de rivier kan men dan het debiet in de nevengeul berekenen. Het rekenproces gaat als volgt:

1. Schat het inkomende debiet "On" in de nevengeul;

2. Bereken de stuwkromme in de nevengeul voor dit debiet "On", uitgaande van de waterstand "do = h - s" bij het samenvloeiingspunt;

3. Hieruit volgt de waterdiepte "d" bij het inlaatpunt

4. Bereken het verval "z" over de inlaat uit, zie ook figuur 3.3: h

=

(-L x i)

+

s

+

(al x tb)

+

d

+

z, dus

z = h

+

(l x i) - s - (al x Ib) - d

Of, bereken "z" uit het bovenstroomse waterpeil in de Waal en het beneden-stroomse waterpeil in de nevengeul ter plaatse van de inlaat.

5. Een nieuw inkomend debiet "On" kan berekend worden uit het verval "z" over de inlaat. Indien de afwijking van dit nieuwe debiet t.O.V. het oude debiet ontoelaatbaar groot is, moet de reken-cyclus nogmaals doorlopen worden.

3.5. Afmetingen van Inlaat en Nevengeulen

Het ontwerp van de optimale afmetingen van de inlaat en de nevengeulen hangt af van de specificaties waaraan het een en ander moet voldoen. Dit valt buiten het kader van deze studie.

Toch is noodzakelijk om middels een berekening met geschatte afmetingen van de nevengeulen inzicht te krijgen in het waterloopkundig gedrag hiervan.

In sectie 3.1 van dit hoofdstuk zijn mogelijke uitgangspunten voor een ontwerp van een nevengeul gegeven: de schematisatie van de Waal, en de hoogteliggingen en de lengte van de nevengeulen.

Vervolgens worden de volgende parameters van het inlaatkunstwerk gekozen:

o de breedte van de kruin: B

=

30

rn,

o de hoogte van de kruin boven het rivierbodem: ho = 3,50 - 0,95 = 2,55 m,

o de afvoerformule onder "onvolkomen" condities:

°

= 4,4 B (h - ho)

-Jz:

De gekozen parameters van het dwarsprofiel van de nevengeul zijn:

o de bodembreedte b = 15 m,

o de taludhelling m = 10,

o bodempeil van nevengeul beneden het maaiveld van de uiterwaarden: := 5 m,

o de (Strickler) ruwheid k = 30 m1/3/

_s.

Het lengteprofiel van de nevengeul wordt bepaald door het bodemhelling "I_{b "} en de

sprong "s" van de bodemval bij het samenvloeiingspunt. Gekozen wordt:

o de bodemhelling I_b

=

0,07 X 10-3,

o de bodemval van de geulbodem naar de rivierbodem bij het samenvloeiingspunt

s = 2,00 m.

Als voorbeeld is de waterloopkundige berekening uitgevoerd met behulp van een stuwkromme programma op de programmeerbare zakrekenmachine Hewlett

Packard HP41

ex

(Ankum 1989), zie ook appendix C.

Voor een bepaalde waterstand in de Waal en een gekozen nevengeuldebiet werd met het stuwkromme programma de waterstand uitgerekend juist beneden-strooms van de inlaat. Deze waterstand bepaalde het inkomende debiet. Bij afwijkingen ten opzichte van het eerder gekozen nevengeuldebiet, werd de stuwkromme berekening nogmaals uitgevoerd voor een ander debiet. De resultaten

zijn gepresenteerd in de voorbeelden van Appendix C, en zijn samengevat in tabel

3.2.

Het blijkt dat het debiet in de nevengeul 50 m3/sbedraagt bij het Waal debiet 050%

= 1345 m3/s met een overschrijding van 183 dagen per jaar. Het afgeleide debiet

in de nevengeul is dus slechts 4% van het Waal debiet.

Het debiet van de nevengeul neemt verder toe bij stijgende Waal debieten tot

een maximum van 125 m3/s, juist voordat de uiterwaarden volstromen bij het Waal

debiet 010% = 2145 m3/s met een overschrijding van 37 dagen per jaar. Het

Tabel3.2. Debiet door nevengeul.

Waaldebiet 1345 m3/s Waaldebiet 2145 m3/s

(°50%) (°10%)

h =:4,85 m h =: 6,32 m

°geul Tractive Energy °geul Tractive Energy

Force Dissipatie Force Dissipatie

m3/s N/m2 W/m3 m3/s N/m2 W/m3 GEKOZEN PARAMETERS breedte inlaat B

=

30 m hoogte inlaat ho

=

2,55 m geulhelling I_b

=

0,07 X 10-3 bodemval s

=

2,00 m bodem breedte b

=

15 m ruwheid k

=

30 m1/3/_S talud helling m

=

10

BEREKEND voor nevengeul

MET STUWKROMME 50 2,4 0,34 125 3,5 0,40

3.G. Gevoeligheidsanalyse

Een gevoeligheidsanalyse is uitgevoerd op de gekozen parameters van de

nevengeul, zie tabel 3.3.

Het ontwerp van de inlaat blijkt niet zo relevant te zijn, zolang maar weinig

verval nodig is. Een verdubbeling van de breedte van B = 30 m naar 60 m levert

slecht een kleine vermeerdering op van het debiet in de nevengeul. Ook een

verlaging van de drempel van met0,35 m levert maar een weinig groter debiet door

de nevengeul op.

Ook is het ontwerp van het bodemverhang niet zo relevant voor het debiet in de nevengeul.

Aanpassingen van het natte doorstromingsprofiel van de nevengeul geven

aanzienlijke veranderingen in het nevengeuldebiet.

Zo heeft een verhoging van de bodem van de nevengeul met 1,00m (s = 3,00

m i.p.v. 2,00 m) tot gevolg dat er een ± 50% reductie van het debiet optreedt.

Daarentegen levert een verbreding van de geulbodem van B = 15 m naar 30meen

± 20% groter debiet op.

Een verandering van de talud helling bij een gelijkblijvende bodembreedte levert enige debietsverandering op.

Van groot belang voor het nevengeuldebiet blijkt de schatting te zijn van de

(Strickler) ruwheid. In het bovenstaande voorbeeld werd een ruwheid van k = 30

m113Is gekozen, maar het debiet halveert voor een k

=

15 m1/3/s bij een weelderige

Tabel

3.3.

Debiet door nevengeul.

Waaldebiet 1345 m3/s Waaldebiet 2145 m3/s

°geul Tractive Energy °geul Tractive Energy

Force Dissipatie Force Dissipatie

m3/s N/m2 W/m 3 m3/s N/m2 W/m 3

Geen variatie van parameters

(zie Tabel 3.2) 50 2,4 0,34 125 3,5 0,40

variatie: breedte inlaat

B

=

60 m l.p.v. 30 53 2,7 0,39 135 4,0 0,48

variatie: hoogte inlaat

ho = 2,20 m i.p.v, 2,55 55 2,7 0,42 130 3,7 0,46

variatie: geulhelling

I_b

=

0,00 i.p.v. 0,07 x 10-3 _{55 2,6 0,32 130 3,5 0,36}

variatie: bodemval

s

=

3,00 m Lp.v. 2,00 20 1,6 0,27 75 2,8 0,36

variatie: bodem breedte

b

=

30 m l.p.v. 15 70 2,3 0,33 155 3,1 0,35 variatie taludhelling: m = 5 i.p.v, 10 37 2,7 0,42 85 3,7 0,46 m = 15 i.p.v, 10 65 2,5 0,33 155 3,1 0,33 variatie: ruwheid k = 15 m1I3/s i.p.v, 30 26 2,9 0,21 65 3,8 0,22

variatie: bodembreedte &

talud helling

0 _{b = 65 i.p.v. 15}

0 _{m = 5 i.p.v, 10 100 1,9 0,29 190 2,3 0,29}

variatie: bodembreedte &

bodemval

0 _{b=Om i.p.v. 15}

4.

SEDIMENT

4.1 . Inleiding

De Rijn is, internationaal gezien, een sediment-arme rivier, zie ook tabel 4.1. De

erosie uitgedrukt in een bodemlaag van het stroomgebied, de "denundatie", is

slechts 0,001 mm/jaar.

Veel van de methodes voor de sedimentverdeling bij splitsingspunten, zoals ontwikkeld in de irrigatietechniek, hebben betrekking op veel hogere

denundatie-waarden, van bijvoorbeeld 1 mm/jaar (India) tot zelfs 4 - 10 mm/jaar (Java,

Indonesië) .

Tabel4. 1. Sedimentconcentraties van de Rijn in vergelijking met andere rivieren.

Stroom Afvoer van Afvoer van Sediment

gebied Water Sediment

Concen-tratie Rivier km2 m3/s mmljr 106 ton/jr mm/jr ppm (mg/l) Rijn 160.000' 2.200 190 • Bendegom ('78) 0,53 0,001 • Jansen (1979) 0,72 0,001 10 Waal (sectie 2.3) • Zwevend (2.3.4) 7 • Bodem (2.3.3) 25 EUROPA:

.

2 ader 110.000 530 150 0,13 0,001 10 Vistuia (Polen) 190.000 1.000 160 1,5 0,005 50 Wolga 1.500.000 8.400 180 25 0,010 100 Rhone 96.000 1.700 560 10 0,075 200 Po 70.000 1.500 670 15 0,150 300 Donau 82.000 6.400 250 67 0,060 330 Tiber 16.000 230 450 6 0,270 850 BUITEN EUROPA3 Mekong 800.000 15.000 590 80 0,070 170 Niger 1.100.000 5.700 160 40 0,025 220 Chao Phya 160.000 960 190 11 0,050 350

Nijl (zonder Dam) 2.900.000 3.000 30 80 0,015 630

Brahmaputra 640.000 19.000 940 730 0,800 1.200

Yangtse Kiang 1.800.000 22.000 390 500 0,200 1.400

Indus 960.000 6.400 210 400 0,300 2.000

Ganges 1.000.000 14.000 440 1500 1,000 3.600

Hwang Ho 770.000 4.000 160 1900 1,750 15.000

1 Referentie: bijvoorbeeld Atlas van Nederland, deel 15: Water (figuur 13).

Van Bendegom (1978) en Jansen (1979) vermelden foutief 360.000 km2.

2 Jansen et.al. 1979

De morfologie van de Waal is besproken in sectie 2.3 van hoofdstuk 2. Er moet worden geconcludeerd dat er geen nauwkeurige en algemeen geaccepteerde schattingen zijn van het bodem- en van het zwevend sedimenttransport.

Op basis van de berekeningen van Brilhuis (1988) wordt hier geschat dat het gemiddelde bodemtransport 10 mg/I bedraagt.

Op basis van de metingen van Kamphuis (1990) voor de Waalafvoeren die rond de gemiddelde waterafvoer ligt, is een schatting voor het zwevend sediment-transport van 7 mg/I aangehouden in deze studie.

Nevengeulen zijn feitelijk onbeklede aarden leidingen die te vergelijken zijn met irrigatie en drainage kanalen. De wetmatigheden ontwikkeld voor het sediment-transport in deze kanalen lijken eveneens toepasbaar voor het ontwerp van nevengeulen .

Indien water in kanalen, en dus ook in nevengeulen, bepaalde fysische grenzen overschrijdt, zal het kanaalprofiel eroderen. Indien het aangevoerde water sediment bevat en het water andere fysische grenswaarden onderschrijdt, dan zal het sediment neerslaan.

Het probleem van aanzanden, respectievelijk eroderen, kan bij de huidige stand van de wetenschap op twee manieren worden benaderd:

• Regime theorie, deze geeft statistisch verkregen ervaringsformules, welke voor bepaalde omstandigheden de profielafmetingen vastleggen in eenduidige relaties;

• Hydro-dynamische theorieën, zoals die van de wandschuifspanning ("tractive force") en die van het "criterium de Vos", en die gecombineerd worden met de Strickler-Manning formule. Deze theorieën trachten op theoretische grondslag wetten op te stellen over de relatie tussen de van invloed zijnde factoren.

4.2. De regime theorie

De regime theorie geeft de empirisch verkregen relaties tussen de diverse hydraulische parameters, met de bedoeling de kanaalafmetingen zo te bepalen, dat: "afzetting en uitschuring elkaar gedurende een hydrologische periode compen-seren". Met andere woorden: dat de opslibbing gedurende het ene seizoen wordt gecompenseerd door uitschuring in het andere seizoen.

De regime formules van Lacey en van Simons & Albertson (Henderson 1966, Raudkivi 1976, Ankum 1993) hebben een grote populariteit verkregen, met name in de gebieden onder Engelse invloed. Deze populariteit is te verklaren door het feit dat de gebruiker van deze formules geen keuzen hoeft te maken.

Eén van de lessen uit de regime theorie is de vorm van het dwarsprofiel, zie figuur 4.1. De regime theorie onderkent dat de vorm van het dwarsprofiel onafhankelijk is van het geconstrueerde profiel, maar vooral afhankelijk is van het getrans-porteerde materiaal.

Fijn sedimentmateriaal zoals in delta's voorkomt, zorgt voor een smal en diep dwarsprofiel. Grof materiaal levert een breed en plat profiel op.

Uit de Regime theorie volgt dan ook dat de nevengeul op den duur zijn eigen dwarsprofiel zal vormen, en dat het uiteindelijke profiel slechts in beperkte mate afhankelijk is van het geconstrueerde.

~

_{NA CONSTRUCTIE}

'=/

_{PON SEDIMENT}

~

~

_.......

...

_.....

....

_{.............:.:.:.:}

_

_{.:.:.:.;.:.:.:}

~

tfE

'

GROF SEDIMENT

Figuur 4.1. De vorm van het dwarsprofiel als gevolg van sediment.

Hoewel de regime formules hun waarde hebben bewezen, zijn ze niet algemeen toepasbaar. Immers voor het te ontwerpen kanaal zouden een groot aantal factoren overeen moeten komen met de omstandigheden waarvoor de formules zijn opgesteld, zoals:

- aard, grootte en hoeveelheid van het aangevoerd materiaal, - aard en grootte van het kanaalmateriaal,

- debietvariaties over de tijd.

Doorgaans zijn de regime formules ontstaan bij het uitzetten van waarnemingen in grafieken met logaritmische schaalverdelingen. Een rechte lijn door een wolk punten is gauw getrokken en de vergelijking van die lijn is gemakkelijk als algemeen geldige betrekking gelanceerd.

Een bezwaar tegen de regime "theorie" is dan ook dat moderne inzichten en de fysische betekenis van de betrekkingen niet tot uiting komt in de formules. Er mag dan ook geconcludeerd worden dat de regime formules geen praktisch nut hebben voor het ontwerp van de nevengeulen.

4.3. Het "tractive force design" concept

Als tegenhanger van de regime theorie is in de jaren dertig het "tractive force design" concept populair geworden.

Hierbij gaat men uit van de wandschuifspanning "T" door het stromend water. Deze wandschuifspanning moet kleiner zijn dan een toelaatbare

wandschuif-spanning "Ter"' teneinde erosie te voorkomen.

Dit concept geeft de ontwerpcondities voor het vermijden van sediment

opname, en niet voor sedimentafzetting.

De gemiddelde schuifspanning "Tgem." over een dwarsdoorsnede is afhankelijk van

de hydraulische straal "R" en volgt uit de formule, zie ook figuur 4.2:

W - pgAL ' i ' Lengte van pand 'L' gradient

~ ~

"Tractive Force" op Pand Verdeling van de "Tractive Force"

Figuur4.2. Verdeling van de schuifspanning over de kanaalwand.

is de gemiddelde schuifspanning over de dwarsdoorsnede, in N/m2,

is de totale schuifkracht over het kanaalpand met lengte L, in N, is de lengte van het kanaalpand, in m,

is de natte omtrek van het dwarsdoorsnede, in rn, is de hydraulische straal, in rn,

is het natte oppervlakte van de dwarsdoorsnede, in m2,

is de dichtheid water, p = 1000 kg/m3,

is de versnelling van de zwaartekracht, g = 9,8

m/s

2,

waarin: Tgem. F L p R A p g

i is het (energie) verhang.

De schuifspanning is echter niet uniform verdeeld over het kanaalprofiel, zie figuur 4.2. Langs het talud is de schuifspanning kleiner. De toelaatbare schuifspanning is hier echter ook lager. In de praktijk blijkt dat de taluds niet maatgevend zijn voor de kritieke schuifspanning.

De maximale schuifspanning, en de kritieke schuifspanning, treedt op in het middengedeelte van de bodem.

is de gemiddelde schuifspanning over de dwarsdoorsnede, in N/m2,

is de maximale schuifspanning op de bodem, in N/m2,

is de dichtheid water, p = 1000 kg/m3,

is de versnelling van de zwaartekracht, g = 9,8 m/s2,

is de hydraulische straal, in m, is de waterdiepte, in m,

is het (energie) verhang.

De maximale schuifspanning blijkt afhankelijk te zijn van de waterdiepte "h" in plaats van de hydraulische straal "R", ook voor hydraulisch smalle profielen (Chow 1959). De maximale schuifspanning "T" bedraagt volgens metingen in laboratoria:

T = _{u b} P g h i, terwijl ub := 1,0 waarin: Tgem. T p g R h

Er treedt erosie van de dwarsdoorsnede van geul op wanneer de maximale

schuifspanning (Tin N/m2) groter is dan de toelaatbare schuifspanning "Ter".

De toelaatbare schuifspanning "Ter" is afhankelijk van het bodemmateriaal of

van de grondsoort. Kritische waarden zijn in de literatuur beschikbaar (Chow 1959),

zie ook tabel 4.2.

De aanwezigheid van colloïdale stoffen in het water verhoogt de kritieke schuifspanning. Door de colloïdale stoffen gaat het bodemmateriaal aan elkaar klitten, waardoor grotere weerstand tegen uitschuring ontstaat.

De toelaatbare schuifspanning in de nevengeulen zal voor een aanzienlijk deel afhankelijk zijn van het zwevend transportmateriaal in het water: dit sediment zal zich afzetten in de dwarsdoorsnede, en bepaalt tevens de mate van aan elkaar klitten.

Als een ruwe schatting op basis van tabel 4.2, lijkt het redelijk aan te nemen

dat de toelaatbare schuifspanning voor de nevengeulen een waarde zal hebben van

Ter :=3 N/m2.

Tabel 4.2. Kritieke schuifspanning.

Sediment-Ioaded Clear

Water Water

Ter Ter

MATERlAL ON BED AND BANKS in N/m2 in N/m2

Fine sand non-colloidal 3.7 1.3

Sandy loam non-colloldal 3.7 1.8

Silt loam non-colloidal 5.4 2.4

Ordinary firm loam colloidal 7.3 3.7

Alluvial silts non-colloidal 7.3 2.4

Fine gravel non-colloidal 15.6 3.7

Stift clay colloidal 22.5 12.7

Alluvial silts colloidal 22.5 12.7

Mixture loam-sand-gravel non-colloidal 32.2 18.6

Shales and hardpans colloidal 32.7 32.7

Coarse gravel non-colloidal 32.7 14.7

Mixture loam-sand-gravel colloidal 39.1 21.0

Cobbles and shingles non-colloidal 53.7 44.4

4.4. Het "Criterium de Vos"

In de irrigatiepraktijk worden de sedimenttransport formules uit de vloeistof-mechanica vooral gebruikt om de hoeveelheid te verwachten ingevoerd sediment uit de rivier te berekenen.

Vervolgens wordt een capaciteitsberekening op basis van "sediment-doorvoer" gebruikt om de kanalen zo te ontwerpen dat geen sediment in de kanalen neerslaat. Wanneer de verwachte hoeveelheid in te nemen sediment te groot is voor de

sedimenttransportcapaciteit van de irrigatiepanden, of wanneer duidelijk is dat de sedimenttransportcapaciteit van de kanalen sterk afneemt zodat neerslag van het sediment in de kanalen te verwachten is, dan wordt een zandvang aan het begin van kanalenstelsel gedimensioneerd, waarmee het teveel aan sediment wordt weggevangen (Brouwer 1992).

De zandvang is een kanaalpand met een zodanig lage sedimenttransportcapaciteit dat het sediment dat de zandvang passeert in alle benedenstroomse panden in suspensie zal blijven.

De sedimenttransportcapaciteiten van verschillende panden kunnen worden vergeleken met behulp van het "criterium de Vos".

Het water-sedimentmengsel dat naar beneden stroomt, verliest een hoeveelheid (potentiële) energie. Deze energie wordt niet alleen omgezet in warmte, maar wordt ook gebruikt om sediment in suspensie te houden (De Vos 1925, Vlugter 1962, Schoemaker 1983).

De energie-uitputting van het water-sedimentmengsel in een bepaald pand kan worden berekend uit, zie ook appendix D:

E=pgvi

E is de energie dissipatie van het water-sedimentmengsel, in

Watt/m

3,

p is de dichtheid water, p = 1000 kg/m3

g is de versnelling van de zwaartekracht, g = 9,8 m/s2, v is de watersnelheid, in

mis,

i is het (energie) verhang.

Als "criterium van de Vos" voor de doorvoer van het sediment geldt dat de hoeveelheid vrijgekomen energie "E" in Watt per m3 niet mag afnemen in benedenstroomse richting, daar anders de hoeveelheid energie die nodig is om het sediment in suspensie te houden ook zou afnemen.

Tevens kan afgeleid worden dat de concentratie van het sediment dan niet van belang is voor sedimentdeeltjes met diameters tot 50 - 70 J.Lm (50 - 70 x 10-6 m), zie ook appendix D.

4.5. De nevengeulen en sediment

Uitgaande van de "tractive force design" concept voor de weerstand tegen uitschuring en het "criterium de Vos" voor de doorvoer van sediment, kunnen de volgende kwalitatieve beschouwingen over de stabiliteit van de nevengeulen worden gegeven.

De wandschuifspanning van de Waal is berekend voor de verschillende afvoer-niveaus, en is gepresenteerd in tabel 2.6. De wandschuifspanning met een overschrijding van 183 en 37 dagen per jaar bed raagt T50%

=

5 N/m2 en T10%

=

7 N/m2, respectievelijk.

Het bodemmateriaal van de Waal heeft korreldiameters tussen 0,4 en 4 mm (zie tabel 2.8), bestaat dus voornamelijk uit fijn en grof zand. De toelaatbare schuifspanning ligt hiervoor in de orde van 3 tot 7 N/m2 (zie tabel 4.2).

Uitgaande van de geulafmetingen uit sectie 3.5van dit rapport, is in appendix C het verloop van de waterlijn berekend voor het nevengeuldebiet van 050% = 50 m3/s en 010% = 125 m3/s, zie ook tabel C.1.

Een samenvatting van de waterloopkundige berekening is gegeven in tabel 3.2.

De wandschuifspanning in de nevengeul met een overschrijding van 183 en 37 dagen per jaar bedraagtT 50% = 2,5 N/m2enT,O% = 3,5 N/m2, respectievelijk. Dit zijn lage waarden, zodat geen uitschuring te verwachten is voor deze afvoer-niveaus.

Wanneer het waterdiepte "h" in de Waal hoger is, tot bijvoorbeeld h₁%

=

9,25 m (tabel 2.6) en de uiterwaarden ook mee stromen, dan is de waterdiepte "d" in de geul mogelijk gestegen van d₁₀% ::: 4,30 m (tabel C.1) tot zo'n d₁% ::: 9,25-2,00

=

7,25 m boven de bodem van de nevengeul. Overeenkomstig zal de wandschuifspanning toegenomen zijn tot T_{1 %}

=

7,25/4,30 x 3,5

=

6 N/m2, waarbij enige uitschuring te verwachten is.

Er kan dus geconcludeerd worden dat het bodemtransport van de Waal niet door de nevengeul afgevoerd kan worden. De inlaat constructie moet dus zodanig ontworpen worden dat het bodemtransport niet kan binnenrollen en er eventueel alleen zwevend sedimenttransport wordt toegelaten.

Het zwevend sedimenttransport in de Waal is in sectie 2.3. van dit rapport gesteld op 7 mg/l voor de gemiddelde jaarafvoer van 1500 m3/s.

Deener~iedissipatievan de Waal is gepresenteerd in tabel 2.6, en bedraagt E = 1,2 Watt/m voor afvoeren in het zomerbed.

De energiedissipatie in de nevengeul zal afhankelijk zijn het uiteindelijke ontwerp. Tabellen 3.2 en 3.3 geven echter reeds aan dat de energiedissipatie van de nevengeul in de orde zal liggen van slechts E ::: 0,3 Watt/m3.

Dit betekent dat de doorvoercapaciteit van de nevengeulen aanzienlijk kleiner is dan nodig voor het doorvoeren van het zwevend transport van het rivierwater uit de Waal. Sedimentafzettingen in de nevengeulen zijn dus niet te vermijden.

Wanneer aangenomen wordt, dat het jaarlijkse sedimenttransport in de nevengeulen is bepaald door een debiet van 50m3/smet een concentratie van 7 mg/l, dan volgt hieruit dat 365x24x3600x50x7x10-6

=

11.000 ton sediment jaarlijks wordt ingelaten.

Bij een maximaal mogelijke "trap efficiency" van de nevengeulen 100% (d.w.z. al het sediment slaat neer in de nevengeul), betekent dit een maximaal afgezet volume van 10.000

m

3/jaar, wanneer de dichtheid van jonge afzettingen p

=

1,1

ton/m

3 bedraagt.

Het totale grondverzet bij de aanleg van een nieuwe nevengeul van 3600 m lang, met een bodembreedte B

=

15 m, taludhelling 1 : 10 en een bodemdiepte onder het maaiveld van 5 m, bedraagt 3600 x 5 x (15+10x5)

=

1.200.000 m3. Een jaarlijkse afzetting van 10.000 m3 dus is gering ten opzichte van het totale geul-volume wanneer de afzettingen gelijkmatig zouden plaatsvinden.

Naast de sedimentatie zal ook erosie optreden -- hetzij lokaal, hetzij tijdelijk gedurende hoge Waalafvoeren met hoge watersnelheden -- waar en wanneer de kritieke schuifspanning wordt overschreden. De jaarbalans blijft onbekend, maar op de lange duur is te verwachten dat de sedimentatie in de beschutte en begroeide nevengeul de overhand zal krijgen.