5. Dimensionering regenwaterriolen en gemengde riolen
5.1 Maatgevende parameters
Wat de droog weer afvoer (DWA) betreft, zowel huishoudelijk als industrieel, kan verwezen
worden naar paragraaf 3.2.
Parasitaire debieten (permanente drainage, opgevangen bronnen, afgeleid oppervlaktewater,
enz...) moeten worden opgespoord en zoveel mogelijk worden afgekoppeld van gemengde riolen
en 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 bijdrage
leveren tot de verdunning van de DWA. Daarom dient dit te worden vermeden. Bij nieuwe
riolen 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) moeten
zoveel 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 toegelaten
indien het technisch en/of economisch onmogelijk is zich op een andere manier van dit water te
ontdoen.
Indien er DWA en parasitaire debieten zijn die niet verwaarloosbaar zijn ten opzichte van de
regenwaterdebieten, 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 duur
van 3 keer de maximale concentratietijd in het rioolstelsel. Om te vermijden dat men voor ieder
rioolstelsel de concentratietijd moet inschatten, kan men gebruik maken van voldoende lange
buien. De composietbuien met een duur van 2 dagen zijn hiervoor ideaal, omdat zelden
concentratietijden 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 een
inloopmodel dat de oppervlakte-afstroming weergeeft (figuur 123). Hierbij kunnen er verliezen
optreden door oppervlakteberging in combinatie met verdamping en infiltratie. Verder kan er
een vertraging zijn ten gevolge van de afstroming over het oppervlak (gedurende de inlooptijd),
wat resulteert in een afvlakking van de hydrogrammen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
217
Figuur 123 : Schematisch beeld van de oppervlakteafstroming met de mogelijke verliezen.
Meestal wordt er zeer weinig rekening gehouden met het neerslaginloopmodel, zeker bij
ontwerpberekeningen waar de extreme neerslaggebeurtenissen relatief weinig door het
inloopmodel worden beïnvloed. In de huidige Vlaamse rioleringspraktijk wordt voor de
afvlakking standaard gewerkt met het Wallingford model (dubbel lineair reservoir model
[WS, 2001]) [Aquafin, 2000a] en worden de verliezen ingerekend als een vast percentage van de
neerslag [VMM, 1996a]. De vaste afvoercoëfficiënt van 0,8 voor verharde oppervlakken
impliceert dat 20 % van de neerslag op de verharde oppervlakte verloren gaat. Onverharde
oppervlakken worden helemaal niet meegerekend (afvoercoëfficiënt = 0 [VMM, 1996a]).
De keuze voor het Wallingford model als afvlakkingsmodel is aanvaardbaar voor niet al te grote
aangesloten verharde oppervlakken (tot 1 ha [WS, 2001a]). De afvlakking vanwege de
afstroming over het oppervlak naar het riool is meestal verwaarloosbaar ten opzichte van de
afvlakking ten gevolge van de stroming doorheen het rioolstelsel (omdat de inlooptijd vaak zeer
klein is ten opzichte van de stroomtijd doorheen het riool). Bovendien zit er al vaak een
intrinsieke afvlakking in de neerslaginvoer omwille van de minimale tijdstap van 10 minuten
voor de meeste neerslaggegevens. De keuze van de vaste afvoercoëfficiënt van 0,8 voor verharde
oppervlakken is moeilijker te verantwoorden. Dit stamt immers af uit de tijd van de
handberekeningen met de rationele methode waarop een grote veiligheid werd genomen.
Deze ruwe aanname leidt tot een zeer grote onzekerheid op het rioolontwerp. Zeker bij de
extreme buien waarvoor men een ontwerpberekening maakt, lijkt een vaste afvoercoëfficiënt van
1 relevanter. Dit wordt bijvoorbeeld in Nederland zo gehanteerd [Rioned, 1999]. De verliezen
worden dan ingerekend via oppervlakteberging en eventueel infiltratie, maar dit maakt voor
extreme buien weinig uit.
In Nederland worden de volgende waarden voor de
oppervlakteberging naar voor geschoven [Rioned, 1999] : 0 mm voor hellende verharde
oppervlakken, 0,5 mm voor vlakke verharde oppervlakken en 1 mm voor uitgestrekte vlakke
verharde oppervlakken. Deze waarden zijn aan de veilige kant gekozen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
218
In figuur 124 wordt getoond met welke percentages aan verliezen een oppervlakteberging van
2 mm overeenkomt (lange termijn simulatie met 27-jarige neerslagreeks van Ukkel).
De weergegeven afvoercoëfficiënten zijn de verhoudingen van de IDF-relaties met en zonder
oppervlaktebergingsmodel waarop een regressie werd toegepast. Uit deze figuur blijkt dat de
afvoercoëfficiënten voor ontwerpberekeningen zich situeren tussen 0,93 en 0,98, maar tevens
afhankelijk zijn van de terugkeerperiode en de concentratietijd (aggregatieniveau). Hierbij moet
worden opgemerkt dat een oppervlakteberging van 2 mm een gemiddelde tot vrij grote waarde
is voor verharde oppervlakken.
1
0.99
0.98
afvoercoefficient
0.97
0.96
0.95
0.94
Terugkeerperiode
[jaar] :
0.93
20
10
0.92
5
0.91
2
0.9
0
120
240
360
480
600
720
840
960
1080
1200
1320
1440
aggregatieniveau (min)
Figuur 124 : Afvoercoëfficiënten op extreme neerslag bij het gebruik van een
oppervlaktebergingsmodel met 2 mm berging.
De impact van de keuze van de afvoercoëfficiënt op de gesimuleerde terugkeerperioden is zeer
groot. In figuur 125 wordt aangegeven welke terugkeerperioden men bekomt indien men de
neerslaginloop 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 terugkeerperiode
hierdoor ongeveer gehalveerd wordt. De keuze van de afvoercoëfficiënt hangt natuurlijk nauw
samen met de inschatting van de verharde oppervlaktes. Tijdens een modelleringsvalidatie op
basis 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 dient
te 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 met
behulp van opgemeten neerslag- en debietreeksen vanwege kleine (frequente) buien, men een
lagere afvoercoëfficiënt inschat dan nodig voor een berekening van de piekafvoer. Zo kan men
de indruk krijgen dat een afvoercoëfficiënt van 0,8 volgens de modelverificatie representatief
lijkt, terwijl dit niet representatief is voor de ontwerpbuien met grotere terugkeerperiode.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
219
terugkeerperiode (jaar)
5
4.5
4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0
60
composietbui T = 2 jaar
120
180
composietbui T = 5 jaar
240
300
composietbui T = 10 jaar
buiduur
(min)
360
Figuur 125 : Invloed op de terugkeerperiode van een onderschatting van de neerslagafvoer
met 20 % (op basis van de IDF-relaties van Ukkel).
Ter illustratie wordt in figuur 126 een voorbeeld gegeven van de werkelijke afvoercoëfficiënten
bij extreme neerslag indien het model is geverifieerd met neerslag met een frequentie van 10 keer
per 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 de
buurt van 0,9 te nemen, indien men voor de verificatie met meer frequente neerslag een
afvoercoëfficiënt van 0,8 hanteert. Indien de terugkeerperiode van de buien opgemeten tijdens
de 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 minuten
en de maximale concentratietijd in het bestudeerde rioolstelsel op basis van IDF-relaties
(zie paragraaf 4.2). Een voorbeeld van een dergelijke relatie tussen terugkeerperiode en
aggregatieniveau is gegeven in figuur 107. Een andere mogelijkheid is het toepassen van een
niet-lineair oppervlakte-afstromingsmodel bij modelverificatie en ontwerpberekeningen, maar
dit vereist meer modelleringsinspanningen [Vaes et al., 1998; Vaes, 1999].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
220
1
0.98
Terugkeerperiode
[jaar] :
0.96
afvoercoefficient
0.94
20
10
5
2
0.92
0.9
0.88
0.86
0.84
0.82
0.8
0
60
120
180
240
300
360
concentratietijd (min)
Figuur 126 : Afvoercoëfficiënt bij extreme neerslag (weergegeven terugkeerperioden
van 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 van
een 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 grote
afvoerproblemen leiden. Dit is voor het dimensioneren van riolen steeds minder van belang
omdat deze grote onverharde oppervlakken preferentieel afgekoppeld dienen te worden. Voor de
modellering van grachtenstelsels en eventueel regenwaterriolen wordt het dan weer belangrijker
met de afkoppelingsvisie in het achterhoofd. Er bestaat heel wat literatuur met betrekking tot de
inschatting van de gemiddelde afvoercoëfficiënten voor afstroming van onverharde oppervlakken
met verschillende gebruiksfuncties, bodemsoort, helling en dergelijke (bijvoorbeeld [Chow,
1964; Mallants & Feyen, 1990]). De vraag blijft echter vaak hoe relevant deze
afvoercoëfficiënten voor onverharde oppervlakken zijn bij extreme neerslagafvoer. Enkel Chow
et al. [1988] vermelden de afvoercoëfficiënten in functie van de terugkeerperiode, waaruit blijkt
dat de verschillen toch wel significant kunnen zijn (d.w.z. stijgende afvoercoëfficiënt bij
stijgende terugkeerperiode).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
221
In Nederland bijvoorbeeld rekent men aan de veilige kant door de afvoercoëfficiënten op 1 te
kiezen, ook voor onverharde oppervlakken en doorlatende verhardingen in stedelijk gebied
[Rioned, 1999]. De verliezen worden ingerekend door grotere oppervlakteberging en
infiltratieverliezen in te rekenen. Dit heeft tot gevolg dat de extreme neerslagafvoer vanwege
onverharde oppervlakken slechts in beperkte mate wordt afgevlakt. De relatieve afvlakking
is 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 hoogte
van de grondwaterstand, het seizoen, de bodemsoort, enz... maar hierover is nog heel wat verder
onderzoek te verrichten.
We kunnen dus concluderen dat de aannames met betrekking tot de afvoercoëfficiënten in
Vlaanderen in het verleden vrij laag werden ingeschat, zeker in het kader van de hierboven
vermelde onzekerheden.
Wat de afvoer van onverharde oppervlakken betreft, moeten zoveel mogelijk maatregelen worden
getroffen om dit water niet af te laten stromen, niet in het afwateringssysteem terecht te laten
komen of het lokaal te bufferen. Bijvoorbeeld bij landbouwgrond zullen de toestand van het land
en de manier waarop het land wordt bewerkt een grote invloed hebben op de infiltratie van
neerslag [Van der Ploeg et al., 2001; Schmidt, 2001].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
222
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 de
ontwerpterugkeerperiode. Hierbij moet de afvoercapaciteit van de leiding voldoende groot zijn
om het gegeven debiet af te kunnen voeren zonder opbouw van extra ladingsverliezen ten
opzichte van een eenparige beweging. Dit komt erop neer dat de helling van de piëzometrische
lijn niet steiler mag lopen als de helling van de leiding. Daarnaast werd een extra criterium
ingevoerd bij de ontwerpterugkeerperiode om het ontwerp veiliger te maken, namelijk dat de
piëzometrische lijn niet hoger dan 0,5 m onder het maaiveld mag uitkomen. Dit criterium werd
niet ingevoerd om het criterium van een voldoende afvoercapaciteit te vervangen. In het verleden
is dit vaak wel zo geïnterpreteerd en toegepast. Dit leidt echter tot minder veilige ontwerpen, wat
uiteraard niet de bedoeling kan zijn. Deze conclusie werd reeds getrokken uit de BAT-studie die
in 1998 werd uitgevoerd [Vaes & Berlamont, 1998a; 1999a,e]. Het verschil in piëzometrische
lijn wordt geïllustreerd in figuur 127.
Figuur 127 : Langsprofiel van een riool met een ontwerp gebaseerd op enkel het criterium
van de piëzometrische hoogte (bovenste figuur) in vergelijking met een ontwerp gebaseerd op
de afvoercapaciteit (onderste figuur).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
223
De ontwerpvoorwaarde, dat de helling van de piëzometrische lijn niet groter mag zijn dan de
rioolhelling, dient niet strikt te worden toegepast op elke individuele leiding, maar kan omwille
van afrondingen naar een commercieel beschikbare diameter lichtjes fluctueren over een
leidingentraject. 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 het
systeem voor overstroming na te gaan. Dit is een extra berekening om extra veiligheid in het
ontwerp 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 de
berekeningsmethodes 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 water
op straat stijgt vooral omdat de ontwerpberekening niet op basis van de afvoercapaciteit maar op
basis van de piëzometrische hoogte gebeurt. Immers, in paragraaf 5.4.1 wordt aangegeven dat
bij een ontwerp op capaciteit de terugkeerperiode voor water op straat gemiddeld 4 tot 5 keer
hoger is. Deze resterende veiligheid die er nog was ten tijde van handberekeningsmethoden, is
nu 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 mag
komen, wat voor onze streken vaak niet kan. Dit kan echter worden geïnterpreteerd als een
berekening op capaciteit, waarbij voor deze terugkeerperiode de piëzometrische lijn niet steiler
mag lopen dan de helling van de leiding. In dat geval komen de terugkeerperioden goed overeen
met wat er in Vlaanderen wordt gehanteerd als ontwerpterugkeerperiode. De terugkeerperioden
voor overstroming die de Europese Norm voorhoudt zijn veel groter dan deze die er vandaag de
dag in Vlaanderen worden gehanteerd. Deze Europese regelgeving werd overigens door het
Belgisch Instituut voor Normalisatie overgenomen. Bovendien zal de overheid via het
rampenfonds pas tussenkomen bij overstromingsschade vanaf een terugkeerperiode van ongeveer
20 jaar.
Tabel 32 : Terugkeerperioden volgens de Europese Norm EN 752 [BIN, 1996, 1997].
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
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
224
Deze problemen indachtig dringt er zich een bijsturing op van de gekozen terugkeerperioden en
de 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 het
wordt zelden of nooit toegepast. Indien er echter een gediversifieerd systeem van
aanvaardbaar hoge terugkeerperiodes wordt gehanteerd met betrekking tot water op straat
en wateroverlast, is een grotere ontwerpterugkeerperiode geen noodzaak meer, want het
resultaat 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 kunnen
overzien.
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 een
diversificatie 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 terugkeerperioden
van 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 gelijk
aan 20 jaar, dient te worden nagegaan waar er overstroming optreedt en welke schade dit
tot gevolg heeft. Daarna dient er een afweging te worden gemaakt tussen extra kosten voor
de verhoging van de veiligheid van het rioleringssysteem en de kosten van deze schade.
De minimale terugkeerperiode voor ‘wateroverlast’ is dus in principe voor alle gevallen
20 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 piekdebieten
in 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 afbakening
van de zones met een bepaald landgebruik en dus met een bepaalde terugkeerperiode voor de
dimensionering of voor water op straat vrij omslachtig is. Het alternatief is om voor iedere
locatie waar er met een terugkeerperiode kleiner dan 20 jaar water op straat komt, een afweging
te maken of dit al dan niet tot schade kan leiden en of deze schade aanvaardbaar is of niet.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
225
Het maken van het onderscheid tussen ‘water op straat’ en ‘wateroverlast’ houdt in dat men
effectief moet nagaan op het terrein of er schade optreedt ten gevolge van een geval van ‘water
op straat’. Dit is niet altijd evident, omdat kleine details in de locale topografie het verschil
kunnen maken. Indien de inspanning die nodig is om dit na te gaan groter is dan de kostprijs van
de aanpassingen die moeten gebeuren om bij de terugkeerperiode van ‘wateroverlast’ geen ‘water
op 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 dan
strikt 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 van
een woning gelegen is onder het straatpeil. Dit kan moeilijk als een kelderaansluiting worden
beschouwd (zie ook paragraaf 5.6.5). Toch is het belangrijk om deze eigendommen ook te
beschermen voor de terugkeerperiode van ‘wateroverlast’, omdat het normaal gezien gaat om
vergunde peilen van het gelijkvloers of om straten die achteraf zijn opgehoogd. Men moet dus
voorzichtig zijn bij het stellen dat alle problemen zijn opgelost door een terugkeerperiode van
20 jaar te kiezen voor het nagaan van ‘water op straat’. Bij nieuwbouw of vernieuwbouw is het
sterk aanbevolen om geen gravitaire aansluitingen toe te laten van toestellen die zich lager
bevinden 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 straatniveau
aan [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 onze
jaartelling diende in Pompeii de straat als regenwaterafvoerkanaal bij hevige neerslag
[Dicker, 1993].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
226
5.2.3 Zeer extreme neerslag
Het criterium voor wateroverlast is in paragraaf 5.2.2 gelijk genomen aan een terugkeerperiode
van 20 jaar omdat dit ongeveer overeenkomt met de terugkeerperiode waarvoor het rampenfonds
tussenkomt. De wet van 12 juli 1976 betreffende het herstel van zekere schade veroorzaakt aan
private goederen door natuurrampen specifieert zelf geen criteria [BS, 1976]. Sinds 1995 worden
wel de criteria weergegeven welke bij specifieke overstromingen werden gehanteerd om tot het
besluit te komen dat het een ramp is. Deze criteria worden vermeld in de respectievelijke
Besluiten van de Federale Regering op advies van het KMI. In tabel 33 wordt een overzicht
gegeven van de tussenkomsten van het rampenfonds bij overstromingen sinds 1995, alsook van
de gespecifieerde criteria voor de neerslag (naast de schadecriteria) [Vaes & Berlamont, 2003].
Hieruit blijkt dat in het beste geval een neerslagintensiteit wordt weergegeven voor twee
verschillende duren, namelijk : 30 mm in 1 uur en 60 mm in 24 uur. Voor Vlaanderen komen
deze twee waarden ongeveer overeen met een terugkeerperiode van 20 jaar (respectievelijk
27 en 21 jaar volgens de IDF-relaties van Ukkel [Vaes, 1999]). Deze duren zijn echter enkel
representatief 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 de
terugkeerperiode. In andere gevallen wordt slechts 1 duur gebruikt of wordt vaag verwezen naar
een terugkeerperiode van 20 jaar.
Deze invloed van het kiezen van bovenstaande twee criteria voor de neerslag gedurende twee
duren wordt geïllustreerd in figuur 128, waarin de boven- en ondergrens van de terugkeerperiode
wordt weergegeven voor een brede variatie aan concentratietijden. De streepjeslijn duidt de
bovengrens van de terugkeerperiode aan indien er 20 % minder neerslag wordt opgemeten, wat
bij een terugkeerperiode van 20 jaar neerkomt op een daling van de terugkeerperiode tot minstens
beneden 10 jaar. Het kan dus zijn dat er niet aan de criteria voldaan is en de neerslag toch een
terugkeerperiode van 100 jaar overschrijdt. Er kan dus worden besloten dat er op deze basis geen
sluitende regeling is tussen de veiligheid van het ontwerp en de tussenkomst bij extreme
gebeurtenissen.
In het nieuwe voorstel tot aanpassing van deze wet op het rampenfonds [Creyf, 2001] zou deze
aanpak van het specifiëren van de neerslagintensiteit voor 2 duren behouden blijven. De criteria
in het voorstel zijn echter licht gewijzigd tot : 40 mm in 1 uur en 60 mm in 24 uur, wat voor de
uurlijkse waarde overeenkomt met een terugkeerperiode van ongeveer 200 jaar.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
227
Tabel 33 : Overstromingen sinds begin 1995 waarbij het rampenfonds is tussengekomen
[BS, 1995-2003]
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
30/7/2002 en 31/7/2002
20 september 2002
60 mm in 24 uren
+ 30 mm in 1 uur
3/8/2002 t.e.m. 8/8/2002
20 september 2002
60 mm in 24 uren
+ 30 mm in 1 uur
18/8/2002 t.e.m. 21/8/2002
27 september 2002
60 mm in 24 uren
+ 30 mm in 1 uur
23/8/2002 en 24/8/2002
20 september 2002
60 mm in 24 uren
+ 30 mm in 1 uur
26/8/2002 t.e.m. 28/8/2002
13 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
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
228
1000
terugkeerperiode (jaar)
bovengrens
100
- 20 %
10
ondergrens
1
0.1
1
10
100
concentratietijd (uur)
Figuur 128 : Grenswaarden van de terugkeerperiode bij verschillende concentratietijden
indien men de huidige twee criteria (30 mm in 1 uur en 60 mm in 24 uren) voor het erkennen
van overstromingsrampen in België hanteert (in streepjeslijn wordt de bovengrens voor de
terugkeerperiode voorgesteld indien de opgemeten neerslag 20 % minder is dan de beide
criteria).
Rioolstelsels hebben concentratietijden tot enkele uren en het aantal riolen met een bepaalde
concentratietijd daalt met toenemende concentratietijd (d.w.z. er zijn vele opwaartse uiteinden
en weinig afwaartse verzamelriolen). Op basis van deze wetgeving is er dus veel kans dat er een
extreme overstroming ontstaat die niet als ramp kan worden erkend. In de praktijk wordt dit
gecompenseerd doordat men een overstroming als ramp erkend ongeacht de concentratietijd van
de overstroomde locaties van zodra één van deze criteria is overschreden. Hierdoor kan het in
bepaalde gevallen ook voorkomen dat een overstroming als ramp worden erkend, terwijl de
terugkeerperiode toch lager dan 20 jaar is. De meer objectieve aanpak zou erin bestaan om in
de wetgeving te specifiëren dat de terugkeerperiode groter dan 20 jaar moet zijn en dat de
bepaling van de bijbehorende kritieke neerslagintensiteiten gebeurt op basis van de best
beschikbare 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 bepaald
op basis van IDF-relaties afwijkt van de terugkeerperiode van het effect. Voor grote
terugkeerperioden (extreme buien) vervaagt de invloed van deze niet-lineariteit en gedragen
rioleringssystemen zich grotendeels lineair. Indien men meer frequente effecten wil bestuderen
kan het nodig zijn om ook het niet-lineaire systeemgedrag mee in rekening te brengen om de
frequentie van het effect nauwkeurig te kunnen bepalen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
229
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 effect
veroorzaakt met een verschillende terugkeerperiode. De terugkeerperiode van het effect kan
worden gevonden door de concentratietijd van de betreffende locatie te bepalen en voor deze
duur het maximale volume binnen de bui te bepalen. De terugkeerperiode van het effect komt
dan overeen met de terugkeerperiode van dit neerslagvolume bij deze duur. Dit betekent dat bij
een werkelijke extreme bui het effect in het rioleringssysteem een variabele terugkeerperiode
heeft naargelang de plaats in het rioolstelsel.
Ten derde : omwille van de dynamica van het systeemgedrag en afwaartse randvoorwaarden
treden er afwijkingen op ten opzichte van de eenvoudige redenering op basis van de
concentratietijd. Bijvoorbeeld : een overstroming of een hoge waterhoogte op één plaats kan naar
opwaarts toe opstuwing veroorzaken waardoor ook daar overstroming ontstaat. Deze interacties
kunnen enkel worden begroot indien men gebruik maakt van een hydrodynamisch
simulatiemodel. De enige manier om hierbij na te gaan of de neerslag met een bepaalde
terugkeerperiode tot een overstroming zal leiden, is door het uitvoeren van een hydrodynamische
simulatie met een ontwerpbui met deze terugkeerperiode.
Een bijkomend probleem bij de bepaling van de terugkeerperiode van een extreme gebeurtenis
is de ruimtelijke variabiliteit van de neerslag. De dichtheid van het pluviografennet in
Vlaanderen is ontoereikend om met deze puntneerslagmetingen relevante informatie te bekomen
voor het merendeel van de Vlaamse rioleringen. De gemiddelde tussenafstand tussen twee
pluviografen in Vlaanderen is ongeveer 30 km. Daartegenover staat dat buien vaak een zeer
lokaal karakter hebben of ruimtelijk uiterst variabel zijn (zie ook paragraaf 4.4). Dit geldt zeker
voor de extreme zomerbuien welke het meest kritiek zijn voor rioleringen. De gemiddelde
diameter van een bui is ongeveer 10 km [Luyckx et al., 1998a], maar zomerse onweders zijn
meestal nog beperkter in omvang. Dit betekent dat zeer veel buien door de mazen van het
pluviografennet glippen. Het kan dus zeer lokaal hard regenen zonder dat de naburige
pluviograaf significante neerslag opmeet. Het bepalen van de terugkeerperiode van de neerslag
op basis van puntneerslagmetingen is dan ook ontoereikend indien men dit wil extrapoleren in
de ruimte. Dit houdt in dat bij overstromingen die zich voordoen in de nabijheid van een
meetpunt de kans hoger is dat dit als een ramp erkend wordt dan voor overstromingen die zich
verder van een meetpunt af bevinden.
Zelfs indien men de neerslag kan inschatten op de locaties van de overstromingen en men de
terugkeerperiode bepaalt overeenkomstig de IDF-relaties met een vaste terugkeerperiode voor
tussenkomst van het rampenfonds, dan nog blijft er een onzekerheidsmarge bestaan tussen de
veiligheid van het ontwerp en de tussenkomst van het rampenfonds. Immers, er zijn nog vele
onzekerheden zowel bij de neerslagmeting en -analyse als bij het ontwerp, waardoor men in
bepaalde gevallen bij overstromingen onterecht zou kunnen besluiten dat het geen extreme
gebeurtenis is. Bovendien komt het rampenfonds slechts tussen vanaf een minimale schade,
wat voor lokale overstromingen van rioleringen niet evident is. Indien de beheerder de criteria
bepaalt voor de veiligheid van het ontwerp (en voor het onderhoud) als een optimum tussen
investering en risico (risico = kans × schade), zou het logisch zijn dat ook de
verantwoordelijkheid bij de beheerder ligt. Deze relatie heeft immers slechts een optimum indien
de risico’s ook effectief gedragen worden. Dergelijke risicoberekeningen komen frequent voor
in andere bouwkundige sectoren.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
230
5.2.4 Vergelijking met Nederland
In Nederland hanteert men in het algemeen kleinere ontwerpterugkeerperioden, maar er wordt
gerekend 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 maakt
men een onderscheid tussen vlak, licht hellend en komvormig terrein en tussen kleine en grote
bevolkingsdichtheid. Bij vlakke terreinen met kleine bevolkingsdichtheid wordt een
ontwerpterugkeerperiode van 1 jaar gehanteerd, terwijl voor een grotere bevolkingsdichtheid
2 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 een
voorafgaande vulling aangeraden vooraleer men start met de simulatie van de ontwerpbui.
Tot slot vermeldt de Nederlandse Leidraad Riolering nog dat de keuze van de terugkeerperiode
functie kan gemaakt worden van klachten uit het verleden.
De laatste tijd gaan er in Nederland stemmen op om ook meer op ‘capaciteit’ te gaan ontwerpen
in 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 zo
sterk verschilt t.o.v. de hierboven gemaakte keuze. Bovendien is het zo dat voor kleine
concentratietijden de terugkeerperiode van de Nederlandse ontwerpbuien veel groter is dan deze
waar 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 meeste
rioolsystemen in Nederland zijn kleine hydraulisch onafhankelijke netwerken.
terugkeerperiode (jaar)
100
2 jaar
5 jaar
10 jaar
10
1
0
1
2
3
4
5
6
7
buiduur (uur)
8
9
10
11
12
Figuur 129 : Terugkeerperioden van de ontwerpbuien uit de Nederlandse ‘Leidraad
Riolering’ in functie van de concentratietijd (d.i. buiduur) en overeenkomstig met de
IDF-relaties van De Bilt [Vaes et al., 2002f,i].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
231
5.3 Dimensionering - Voorontwerp
De onderstaande dimensioneringsregels zijn zodanig opgesteld dat er een handberekening
(dit is een voorontwerp) mee kan worden uitgevoerd. Omdat randvoorwaarden en
opstuwingseffecten een zeer belangrijke rol spelen met betrekking tot overstromingsgevaar en
zelfreinigend vermogen, is een hydrodynamische berekening van het gehele rioolstelsel echter
meestal noodzakelijk.
Met dergelijke hydrodynamische berekeningen kunnen de
stromingscondities veel nauwkeuriger worden nagegaan, waardoor de beoordeling van de criteria
(lichtjes) kan verschillen. Voor de hydraulische beoordeling van rioleringen met behulp van
hydrodynamische berekeningen wordt verwezen naar paragraaf 5.4.
De dimensionering van een gemengd riool of een regenwaterriool dient te gebeuren voor de
neerslag bij de ontwerpterugkeerperiode zoals gespecifieerd in paragraaf 5.2 en voor een buiduur
gelijk aan de concentratietijd in het ontwerppunt in de veronderstelling van een permanente
eenparige stroming met vrij wateroppervlak en voor een vullingsgraad van 100 %. Dit betekent
dat de capaciteit van de leiding groter moet zijn dan het ontwerpdebiet. Het debiet in een
vollopende leiding Qvol kan berekend worden met de formule van Manning [Berlamont, 1997] :
Q vol =
1 2/ 3 1/ 2
ℜ S 0 A vol
n vol
(54)
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 van
de 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 rioleringen
in diensttoestand en rekening houdend met bepaalde lokale ladingsverliezen die niet expliciet in
rekening worden gebracht (bijvoorbeeld ter plaatse van aansluitingen, diameterveranderingen,
toegangsschouwen, enz...). Dit is grosso modo in overeenstemming met de Europese Norm
EN752 [BIN, 1997a].
Ook voor hydrodynamische berekeningen worden deze
standaardruwheden gebruikt, tenzij de modellering lokaal grotere ruwheden vereist om lokale
ladingsverliezen in niet-gemodelleerde structuren of aspecten mee in rekening te brengen
(bijvoorbeeld bochten, sedimentbed, ...). Kleinere ruwheidswaarden worden niet gebruikt (zie
ook hoofdstuk 3).
In figuur 130 wordt getoond wat de invloed is van de ruwheidsparameter ks (in mm) op de
capaciteit van de rioolleidingen. De helling is hier 5 ‰ genomen, maar omdat de capaciteit
relatief is uitgezet heeft de helling weinig invloed op de grafiek. De aangegeven variatie voor
de ruwheidsparameter ks is vrij realistisch voor de (meest extreme) variatie aan condities die zich
in 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 de
onzekerheden die men op de berekeningen heeft enkel en alleen ten gevolge van deze ene
parameter.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
232
140%
relatieve toename capaciteit
120%
100%
80%
60%
ks = 0.5
ks = 5
40%
20%
0%
300
500
700
900
1100
1300
1500
1700
1900
2100
diameter (mm)
Figuur 130 : Invloed van de ruwheidsparameter ks (in mm) uit de White-Colebrook formule
op 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).
Het ontwerpdebiet Qontwerp kan worden berekend met de rationele methode [Berlamont, 1997] :
(
)
Q ontwerp = ∑ ϕ j Fj i
j
(55)
met : Fj = oppervlakte van deelgebied j [ha]
nj = afvoercoëfficiënt van deelgebied j
i = neerslagintensiteit [l/s/ha]
Voor een ontwerpberekening gebaseerd op de rationele methode is een afvoercoëfficiënt van 0,8
voor 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, welke
gelijk is aan de concentratietijd Tc in het ontwerppunt (zie paragraaf 4.2). Dit betekent dat de te
gebruiken neerslagintensiteit verschilt van punt tot punt in het rioolstelsel. Tabel 27 in paragraaf
4.2 geeft de neerslagintensiteiten voor een aantal buiduren en terugkeerperioden. Voor een
handberekening met de rationele methode gebruikt men traditioneel een ontwerpterugkeerperiode
van 2 jaar. Voor probleemgebieden in steden, commerciële of industriële zones kan een
ontwerpterugkeerperiode van 5 jaar gehanteerd worden (dit is overeenkomstig de Europese Norm
EN752 [BIN, 1996, 1997]), maar is een dimensionering enkel op basis van een handberekening
af te raden (zie ook paragraaf 5.4).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
233
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 een
diameter die naar onder wordt afgerond (het maximaal debiet is 7,6 % hoger dan het debiet bij
een volle leiding) kan (bij een voorontwerp) naar onder worden afgerond. Voor leidingen die
gemakkelijk 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 van
de capaciteit van de leiding te groot bij het afronden naar onder (figuur 131).
1.4
1.2
Q / Qvol
1
0.8
0.6
afronding naar dichtstbijzijnde commercieel beschikbare diameter
0.4
afronding naar boven op 1 cm
maximale capaciteit
0.2
ondergrens debiet bij afronding naar dichtstbijzijnde diameter
ondergrens debiet bij afronding naar boven op 1 cm
0
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)
Figuur 131 : Effect van het afronden van de berekende diameter op de maximale (vette lijnen)
en minimale (dunne lijnen) debietverhoudingen.
De doorvoer van een gemengd rioolstelsel moet voldoende groot zijn, opdat bij het in werking
treden van de overstorten het gemengd afvalwater voldoende verdund is. Op het moment dat een
overstort in werking treedt moet er daarom uit het betreffende riool(sub)stelsel minimaal
6 DWA14 worden afgevoerd.
De doorvoer moet bovendien voldoende groot zijn om de ledigingstijd van het rioolstelsel te
beperken tot maximaal 12 uren. De reden hiervoor is het beperken van afbraakprocessen in de
riolering. Omdat hierbij vooral het stilstaande water van belang is, kan de ledigingstijd benaderd
worden als de statische onderdrempelberging (figuur 149) gedeeld door de gemiddelde
overcapaciteit (5 keer DWA14). De overcapaciteit is gelijk aan de doorvoercapaciteit verminderd
met 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).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
234
In tabel 34 staan de ledigingstijden voor een aantal typische rioolsystemen weergegeven in
functie van de overstortfrequentie en de overcapaciteit (bij een constante overcapaciteit in functie
van de berging in het rioolstelsel). Hieruit blijkt dat bij een overstortfrequentie van 7 keer per
jaar een minimale overcapaciteit van 0,7 mm/h nodig is om de ledigingstijd te beperken
tot 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 te
beperken bij een overstortfrequentie van 7 keer per jaar, dient men dus de minimale
overcapaciteit te verhogen tot 0,7 mm/h. Indien de overcapaciteit niet constant is in functie van
de berging in het rioolstelsel (bijvoorbeeld bij een gravitaire doorvoer), zullen de ledigingstijden
nog groter zijn.
Tabel 34 : Ledigingstijden bij een constante overcapaciteit.
overstortfrequentie
[/jaar]
7
10
overcapaciteit
[mm/h]
nodige berging
[mm]
ledigingstijd
[h]
0,5
10,3
21
0,6
9,5
16
0,7
8,7
12
0,5
8,5
17
0,6
7,6
13
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
235
5.4 Hydrodynamische modellering
Omdat randvoorwaarden en opstuwingseffecten een zeer belangrijke rol spelen met betrekking
tot een goede afvoer en de inschatting van overstromingsgevaar, is een hydrodynamische
berekening van het gehele rioolstelsel noodzakelijk. Een voorontwerp opgemaakt op basis van
de regels voor handberekeningen (paragraaf 5.3) kan worden geoptimaliseerd met een
hydrodynamisch berekening.
5.4.1 Hydrodynamische modellen
Sinds halverwege de jaren ‘80 worden hydrodynamische simulatiemodellen gebruikt voor
het doorrekenen van rioleringen. Deze modellen zijn een numerieke implementatie van de
‘de Saint-Venant’-vergelijkingen [Berlamont, 1997]. De eerste generaties van deze modellen
waren niet altijd even nauwkeurig [Vaes & Berlamont, 1998a, 1999a,e]. In Vlaanderen wordt
sinds 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 worden
met de vergelijkingen die gelden voor stroming met vrij wateroppervlak. Dit heeft een
kleine invloed op de voorspelling van de stromingssnelheden omdat de natte sectie
groter 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 Preissmann
slot 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 extra
water 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 voor
ontwerptoepassingen 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 wordt
hier een monotoon verband voor opgelegd, waardoor de hoogte van eenparige beweging
minder 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 de
invloed hiervan moet verder worden onderzocht. Dit beïnvloedt de capaciteit van de
leiding en de schatting van de piëzometrische hoogte. Een voorbeeld van zo een monotone
benadering is weergegeven in figuur 133 met daarbij het effect op debiet en snelheid.
Zodra de leiding onder druk stroomt valt deze benadering weg. De simulatiesoftware
Mouse (Danish Hydraulic Institute [DHI, 1999]) lijkt hier minder invloed van te
ondervinden [Vaes et al., 1999b].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
236
h/D
1
0.9
0.8
0.7
0.6
U/Uvol
Q/Qvol
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
1.1
1.2
Figuur 132 : Verband tussen debiet (en snelheid) en vullingsgraad
voor een cirkelvormige leiding [Berlamont, 1997].
h/D
1
0.9
0.8
0.7
0.6
U/Uvol
Q/Qvol
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
1.1
1.2
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).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
237
S
S
S
Reeds bij relatief kleine hellingen kan er superkritische stroming optreden in riolen
(tabel 36). Hydroworks/Infoworks kan geen superkritische stroming simuleren en geeft de
hoogte van eenparige beweging als oplossing, wat aanvaardbaar is [Vaes & Bouteligier,
2001]. Omdat de meeste verhanglijnen in riolen echter afwaarts bepaald zijn, treedt er een
overgang op van superkritische naar subkritische stroming via een watersprong.
Deze watersprong kan niet gesimuleerd worden in Hydroworks/Infoworks, alhoewel de
positie 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.
Wanneer er water op straat komt bij overstroming kan men in het model kiezen om dit
lokaal op te slaan of verloren te laten gaan. Indien men kiest om het water lokaal op te
slaan wordt dit in Hydroworks/Infoworks gemodelleerd met een dubbele conus waarbij het
onderste gedeelte het straatgedeelte beneden de stoepranden voorstelt en het gedeelte
daarboven het wijder overstroombare gebied [WS, 2001a]. Opdat de bergingsvolumes in
de dubbele conus representatief zouden zijn, dienen de parameters ervan voldoende
nauwkeurig gekozen te worden; de standaard waarden zijn zelden representatief.
Daarnaast is er ook nog de mogelijkheid om geknevelde putten aan te nemen, waarbij er
geen water uit kan stromen.
In de praktijk kan het water dat uit het riool stroomt zich op straatniveau een weg banen
afhankelijk van de topografie van het terrein. Dit kan tot wateroverlast leiden op
laaggelegen plaatsen zonder dat dit met een dergelijk simulatiemodel kan worden
voorspeld. Via een quasi-2D-verticaal model kan dit wel gesimuleerd worden, maar dit
vergt zeer veel data over de situatie aan het oppervlak. Dit houdt in dat een 1-dimensionaal
model van de straten wordt opgemaakt (de straatprofielen worden ingegeven als
dwarsprofielen) en dat dit als een extra laag geplaatst wordt boven het rioleringsmodel,
gekoppeld via mangaten en straatkolken. Hiertoe dient men de dwars- en langsprofielen
van de straten te kennen. Bovendien spelen locale factoren een zeer belangrijke rol,
zoals garage-inritten, kelderaansluitingen, verkeersdrempels, enz... De haalbare
nauwkeurigheid van een dergelijk quasi-2D-verticaal model is nog onderwerp van verder
onderzoek. 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 [Nanía
et al., 1998].
De meest recente trend in overstromingsmodellering is het koppelen van GIS (Geografisch
InformatieSysteem, gebruik makend van een DTM = Digitaal Terrein Model) met het
1-dimensionaal hydraulisch model om zo een weergave te bekomen van de overstroomde
gebieden. Dit houdt echter risico’s in, want bij de koppeling naar het GIS-model wordt er
geen rekening meer gehouden met de stroming van het water over het oppervlak. Het is
enkel een extrapolatie van de overstromingshoogten uit het hydraulisch model in de ruimte.
Dit kan leiden tot zeer sterk overschatte overstromingsinvloeden. Een dergelijke koppeling
met een GIS-model is dan ook enkel betrouwbaar indien reeds een quasi-2D-model is
gebruikt voor de overstroming.
Dit werd reeds uitgebreid onderzocht voor
waterlooptoepassingen [Berlamont et al., 2000b].
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 kleine
helling, vooral wanneer ze onder druk kwamen. Dit probleem is opgelost vanaf
Hydroworks versie 7.0 [WS, 2001a].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
238
S
S
De vergelijkingen van de Saint-Venant worden numeriek (iteratief) opgelost in de
simulatiesoftware. Om het numerieke schema te laten convergeren zijn er een aantal
simulatieparameters standaard geïmplementeerd. In de huidige versies van de
simulatiesoftware zitten deze parameters een beetje weggestopt in een aparte file, waar ze
wel kunnen worden aangepast. Het ligt echter niet voor de hand om deze parameters te
wijzigen, 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 de
convergentie voor alle leidingen tijdens alle tijdstappen in het oog te houden.
Daarom wordt best met de standaard simulatieparameters gerekend. Nochtans kan het
aanpassen van deze parameters enigszins verschillende resultaten geven, zeker indien enkel
naar de extreme waarden wordt gekeken. Het is immers mogelijk dat tijdens de simulatie
er in een of andere leiding gedurende een bepaalde tijdstap een numeriek probleem
optreedt, waarbij de oplossing extreem afwijkt van wat normaal is. Dit noemt men een
‘spike’ in de simulatieresultaten. Aangezien de simulatietijdstap meestal veel kleiner is dan
de tijdstap waarmee de resultaten worden weggeschreven, zal men een dergelijke spike
zelden opmerken in de simulatieresultaten. In Hydroworks wordt echter een bestand
bijgehouden met de maximale waarden van alle hydraulische parameters (het prn-bestand)
welke gebaseerd is op alle waarden tijdens de simulatie en niet enkel deze welke
overeenkomen 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 waarden
zijn, maar voor heel wat andere resultaten waarbij het numeriek schema niet helemaal
tot 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].
Het inrekenen van de ladingsverliezen werd aangepast in Infoworks sinds versie 4.5 [WS,
2002], waardoor kleine verschuivingen van debieten kunnen optreden bij vermaasde
netwerken [Aquafin, 2003]. In de nieuwe versie wordt werkelijke natte sectie van de
leiding gebruikt bij de berekening van de ladingsverliezen, terwijl in de voorgaande versies
de volledige sectie werd gebruikt, ook als de leiding niet volledig gevuld was. Dit leidde
in het verleden tot een onderschatting van de ladingsverliezen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
239
Het gebruik van hydrodynamische simulatiemodellen heeft een grote ommekeer teweeggebracht
in de sector van de rioleringen. Door de steeds sneller wordende computers, stijgen de
mogelijkheden elk jaar : grotere systemen, complexere netwerken, langere buien of
neerslagtijdreeksen, 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 bij
het ontwerp van riolen. Met simulatiemodellen kan men veel nauwkeuriger simuleren en worden
de veiligheden daardoor sterk verlaagd. Men kan nu berekeningen maken van de piëzometrische
hoogte bijvoorbeeld tot op een centimeter nauwkeurig, maar beseft daarbij vaak niet dat de
onzekerheden op model en invoerparameters een grootteorde groter zijn. Het is bekend dat met
de rationele methode de riolen in het algemeen overgedimensioneerd worden, alhoewel
dynamische effecten niet worden beschouwd. Alleen al door de diameters af te ronden naar
boven, kan de terugkeerperiode voor een vollopende leiding van oorspronkelijk 2 jaar stijgen tot
zelfs 5 jaar [Ven te Chow, 1981]. De terugkeerperiode voor overstroming kan tot zelfs 4 à 5 keer
hoger liggen dan de ontwerpterugkeerperiode [Jensen & Prisum, 1988]. Deze veiligheidsmarges
waren ingebed in de ontwerpcriteria. Toen de hydrodynamische simulaties veralgemeend
werden, werden de ontwerpcriteria behouden. De (impliciete) veiligheid op het ontwerp daalt
hierdoor nochtans in belangrijke mate, onder andere omdat met de werkelijke diameters wordt
gerekend. Indien een rioolstelsel dus wordt gedimensioneerd voor een terugkeerperiode van
5 jaar met betrekking tot ‘water op straat’ en het is goed berekend, zal er zich ook werkelijk
gemiddeld 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 terug
moet 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 een
grote 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 continue
lange termijn simulaties gewerkt moeten worden. De twee afwateringssystemen hebben immers
een sterk verschillende respons op neerslaginvoer, waardoor de kritieke situaties van het
gecombineerd systeem moeilijk zijn in te schatten wanneer deze twee afwateringssystemen niet
samen 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 tussen
invoer (neerslag) en uitvoer (debieten). Bij de waterlopen komt dit doordat de verzadiging van
de 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 de
ogenblikkelijke afvoercoëfficiënten van de oppervlakte-afstroming. Bij riolen zorgen
hoofdzakelijk 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 vol
is, stort het merendeel van het toegevoerde water over.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
240
Een integrale modellering met continue lange termijn simulaties is vandaag de dag echter nog
niet haalbaar op grote schaal. Het koppelen van (gedetailleerde) riool- en waterloopmodellen kan
nuttig zijn om interacties te bestuderen, maar is niet echt bruikbaar voor continue lange termijn
simulaties omwille van de rekentijd. Zonder zulke continue lange termijn simulaties kan geen
betrouwbare analyse gemaakt worden van de frequentie van de gesimuleerde fenomenen.
Het belangrijkste probleem met betrekking tot de interactie tussen riolering en waterlopen is dat
de tijdstippen van hoogwaterstanden in de ontvangende waterloop vaak niet overeenkomen met
piekafvoer 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 rioleringen
zich vooral in de zomer manifesteert. Het gebruik van globale randvoorwaarden leidt daarom
vaak tot een overschatting van de interactie (dit is wel aan de veilige kant). Beter is het om de
randvoorwaarden afzonderlijk te bepalen voor zomer en winter en deze te combineren met
afzonderlijke simulaties met respectievelijk winter- en zomerbuien. Ook wanneer men met een
waterloopje te doen heeft dat vooral bij zomerse buien een grote afvoer heeft, kan er een
tijdverschuiving 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 met
een integraal model.
Voor rioleringsberekeningen met betrekking tot het ontwerp is het meestal niet nodig om een
integrale modellering uit te voeren. Er kunnen immers berekeningen gemaakt worden met het
rioleringsmodel 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 de
terugkeerperiode gelijk aan de ontwerpterugkeerperiode, waarbij men geen onderscheid maakt
in seizoensgebonden variaties van de waterstand in de waterloop. Indien er een uitgesproken
seizoensgebonden variatie is van de waterstand in de waterloop, kan het modelleren voor aparte
seizoenen een grote meerwaarde bieden (lagere en betere inschatting van de afwaartse
waterhoogten in de zomer). Hiertoe worden de waterhoogten in de waterloop afzonderlijk
bepaald voor zomer- en wintersituatie en worden de randvoorwaarde voor de zomer voor de
ontwerpterugkeerperiode gecombineerd met zomercomposietbuien met dezelfde terugkeerperiode
en idem voor de wintersituatie. Afzonderlijke zomer- en wintercomposietbuien werden reeds in
1998 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 worden
samengesteld gebruik makend van de formule in paragraaf 4.5 (figuur 121). Hiertoe dienen wel
een reeks terugkeerperioden te worden gesimuleerd.
Het grootste probleem bij de keuze van de randvoorwaarden is echter de beschikbaarheid van
gegevens met betrekking tot de waterstand ter hoogte van de interactiepunten. Het aantal
limnigrafische meetstations op waterlopen in Vlaanderen is beperkt en hieruit kan niet altijd
eenvoudig een waterhoogte worden afgeleid op een andere locatie. Handiger is het om gebruik
te maken van waterloopmodellen, maar ook hier geldt dat slechts een gedeelte van de bevaarbare
waterlopen 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 ook
paragraaf 6.3.1).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
241
Bovendien zal de waterhoogte in de waterloop bij een bepaalde terugkeerperiode niet onbeperkt
in duur behouden blijven. Het is een combinatie van waterhoogte en de duur ervan die de
terugkeerperiode van de randvoorwaarde bepalen. Indien er een tijdreeks van waterstanden
beschikbaar is, dient deze te worden verwerkt tot HDF-relaties (Hoogte/Duur/Frequentierelaties), analoog aan de IDF-relaties voor neerslag (zie paragraaf 4.2). Op basis van deze HDFrelaties kunnen dan composietlimnigrammen opgemaakt worden, analoog aan het opstellen van
composietbuien zoals beschreven staat in paragraaf 4.3. Voor composietgebeurtenissen op basis
van hydraulische parameters die reeds gerout zijn door een afstromingsmodel, kan het nodig zijn
om 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 bijbehorende
composietbuien met dezelfde terugkeerperiode, is de positionering van de pieken. Immers, zoals
reeds 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 in
waterhoogte laat samenvallen met de debietpieken ter hoogte van de interactiepunten. Een meer
eenvoudige benadering bestaat erin om de piekwaterhoogte te laten samenvallen met de
piekneerslag, maar dit wijkt af van de reële situatie waarbij de piekwaterhoogte in de
ontvangende waterloop meestal later komt dan de piekafvoer vanwege het riool omdat de
concentratietijd van de ontvangende waterloop meestal groter is. Men kan daarom beter een
schatting maken van de concentratietijd bij piekbelasting voor de waterloop
(oppervlakteafstroming en stroming doorheen waterloop) en deze concentratietijd als
piekverschuiving inbouwen tussen piekneerslag op het gerioleerde gebied en piekwaterhoogte
in de waterloop. In bepaalde gevallen kan deze realistische schatting toch tot een onderschatting
leiden.
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 wil
simuleren. Een doordachte keuze van de locaties waar men het model doorknipt is hierbij zeer
belangrijk. Het afgezonderde systeem moet hydraulisch onafhankelijk zijn van de aangrenzende
systemen ofwel dient de hydraulische afhankelijkheid te worden opgelegd als randvoorwaarde.
Aangezien de randvoorwaarde zelf kan veranderen door het systeemgedrag van het afgezonderde
systeem, kan een iteratie hierbij nodig zijn. De meest logische plaatsen om het model door te
knippen, zijn ter hoogte van persleidingen, knijpleidingen, vervalschachten, enz..., maar ook daar
dient men goed na te gaan of er geen beïnvloeding is. In afwaartse ontkoppelingspunten legt men
een (tijdsafhankelijke) waterhoogte op en in opwaartse ontkoppelingspunten een
(tijdsafhankelijk) debiet.
Indien men toch een integrale modellering wenst uit te voeren, dient aan een aantal minimale
vereisten voldaan te worden om betrouwbare resultaten te bekomen (zie paragraaf 6.1). Voor een
rioleringsontwerp heeft een dergelijk integraal model slechts een beperkt nut, namelijk om een
betere inschatting te maken van de afwaartse randvoorwaarden en de interactie tussen het
ontvangende oppervlaktewater en het rioolstelsel.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
242
Indien de waterhoogte in het ontvangende oppervlaktewater hoger komt dan de overstortdrempel
en er dus terugstroming vanuit het oppervlaktewater in de riolering kan ontstaan, is het aan te
raden om een terugslagklep te voorzien. Hierbij dient bijzondere aandacht te worden besteed aan
het blokkeringsgevaar van de kleppen. Het is dan belangrijk voor het ontwerp om de tijd goed
in te schatten gedurende welke deze terugslagkleppen dicht zijn, dit wil zeggen een voldoende
lange duur van de randvoorwaarde beschouwen. Indien deze tijd te lang is en het water van een
extreme bui niet in het rioolstelsel kan worden geborgen gedurende deze tijd, is het aan te raden
om buffering (eventueel met overstortpompen) te plaatsen. Het buffervolume moet niet enkel
rekening houden met de periode dat de gravitaire afvoer niet kan gebeuren, maar ook met de
nodige buffering gedurende de interventietijd bij het falen van de pompen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
243
5.5 Zelfreinigend vermogen
5.5.1 Zelfreinigende riolen
Om sedimentatie te beperken in rioolleidingen wordt meestal gesteld dat een minimale
stroomsnelheid noodzakelijk is. Op basis van deze minimale snelheid kan dan een minimale
helling worden bepaald bij een bepaalde vullingsgraad. Deze minimale snelheid is echter
afgeleid van het feit dat men een minimale schuifspanning nodig heeft om deeltjes niet te laten
bezinken en eventueel om deze deeltjes terug in suspensie te brengen. Voor gemengde riolen
wordt traditioneel een minimale (kritieke) schuifspanning gelijk aan 3 N/m2 aangenomen bij een
halfvolle leiding [Berlamont, 1997; VMM, 1996a]. Dit lijkt een vrij hoge waarde indien men dit
enkel in het licht van bezinking bekijkt, maar aangezien de debieten zeer variabel zijn zal er
bezinking optreden tijdens droog weer perioden. De schuifspanningen die nodig zijn om dit
bezonken slib terug op te woelen zijn heel wat groter dan deze om de deeltjes te verhinderen om
te sedimenteren. Dit geeft duidelijk aan dat er een onderscheid moet worden gemaakt tussen
nodige schuifspanningen voor het verhinderen van bezinking en het bekomen van erosie van
bezonken materiaal. Toch dient er op gewezen te worden dat een voldoende hoge schuifspanning
in 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 te
worden 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 deze
Nederlandse richtlijn dat voor de uitschuring van de bezonken deeltjes een schuifspanning van
2,5 N/m2 nodig is. Koot [1981] en Yao [1974] vermelden een minimale schuifspanning van 3 tot
4 N/m2 voor regenwaterriolen en gemengde riolen. Veel hangt af van de hydraulische condities
bij welke deze schuifspanningen worden opgelegd en in mindere mate van de ontwerpwaarde van
de 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 het
uitschuren van rioolsedimenten, waarbij de grotere waarden overeenkwamen met langere
voorafgaande droog weer periodes.
De minimale kritieke schuifspanning voor min of meer zelfreinigende gemengde riolen en
regenwaterriolen wordt dan ook gelijk genomen aan 3 N/m2. Dit is de schuifspanning die nodig
is om in het riool bezonken sediment, dat afkomstig is van de afspoeling van verharde
oppervlakken, terug op te woelen. De hydraulische condities waarbij deze schuifspanning wordt
opgelegd (d.w.z. hoe vaak er uitschuring zal optreden) dienen te worden bepaald op basis van de
statistische kenmerken van de neerslag.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
244
Traditioneel wordt voor een handberekening (voorontwerp) de minimale helling zodanig gekozen
dat de kritieke schuifspanning Jcrit wordt bereikt bij een vullingsgraad van 50 %. Dit komt
overeen met de schuifspanning bij een volle leiding (figuur 60). Dit betekent dat voor de
minimale helling Smin geldt :
S min =
τ crit 4
ρg D
(56)
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 te
verkleinen indien dit kan binnen de marges van het ontwerp.
Het is echter logischer dat de werkelijke maximale schuifspanning bij een bepaalde
terugkeerperiode wordt vastgelegd in plaats van de schuifspanning bij een volle of halfvolle
leiding. Voor handberekeningen kan bij benadering worden gesteld dat de minimale
schuifspanning moet worden bereikt bij een terugkeerperiode van bijvoorbeeld 2 jaar, omdat dit
de standaard ontwerpterugkeerperiode is en dit toch nog leidt tot een aanvaardbare frequentie van
het zelfreinigend vermogen van het riool. De maximale schuifspanning doet zich voor bij een
vullingsgraad 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 op
een minimale schuifspanning van 3 N/m2 bij een terugkeerperiode van 2 jaar bij eenparige
stroming en een voldoende grote vullingsgraad. Indien de stroming niet eenparig is, dient het
verhang over de leiding aan deze minimale hellingen te voldoen om de gewenste schuifspanning
te bekomen. In dit geval is een hydrodynamische simulatie aan te raden.
Onder de aanname voor tabel 35 wordt afgestapt van het bereiken van de minimale
schuifspanning 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 gebruikte
ontwerp)terugkeerperiode van 2 jaar te kiezen, zal voor de meeste leidingen de minimale
schuifspanning wel minder frequent worden bereikt dan bij de traditioneel gebruikte minimale
schuifspanning 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 lijkt
echter aanvaardbaar.
Aangezien bij een voorontwerp het riool wordt ontworpen voor het debiet bij een volle leiding
en dit debiet reeds bekomen wordt bij 81 % vullingsgraad (figuur 132) zal de maximale
schuifspanning (omwille van afronding van de diameter naar boven) in de meeste gevallen
slechts voorkomen bij terugkeerperioden groter dan 2 jaar. Het is daarom beter te rekenen met
de werkelijke maximale schuifspanning bij een terugkeerperiode van 2 jaar dan gebruik te maken
van de afgeleide minimale hellingen (zie ook figuur 134).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
245
Tabel 35 : Minimale helling in functie van de diameter om een schuifspanning
van 1, 2 of 3 N/m2 te realiseren bij een terugkeerperiode van 2 jaar
(bij leidingen met een vullingsgraad van minimaal 81 %).
diameter D
[mm]
minimale helling Smin minimale helling Smin minimale helling Smin
bij 1 N/m2
bij 2 N/m2
bij 3 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 ‰)
Volgens de Europese Norm kan men algemeen als minimale helling Smin aannemen in functie van
de diameter D [BIN, 1997a] :
1
S min =
(57)
D [mm ]
Dit geeft waarden voor de minimale helling die ongeveer gelijk zijn aan deze die overeenkomen
met 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 de
diameter naar boven), zal de maximale schuifspanning ook met de hellingen uit tabel 35 niet
worden bereikt. Dit is zo bij kleine toevoerende verharde oppervlakken, maar omwille van de
afronding 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 een
zelfreinigend vermogen te bekomen. In figuur 134 worden de nodige hellingen weergegeven om
bij een lage toevoerende verharde oppervlakte toch nog minstens met een terugkeerperiode van
2 jaar een schuifspanning van 3 N/m2 te bekomen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
246
0.016
0.014
minimale helling
0.012
0.01
0.008
0.006
0.004
0.002
0
100
250 mm
300 mm
350 mm
400 mm
1000
10000
2
aangesloten verharde oppervlakte (m )
Figuur 134 : Minimale helling nodig om bij een beperkte toevoerende verharde oppervlakte
toch 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 uiteinden
van het rioolstelsel, waar de vuilinloop nog relatief beperkt is, kan bij een terugkeerperiode van
2 jaar eventueel een kleinere minimale schuifspanning van 2 N/m2 volstaan. Dit komt neer op
een 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 verharde
oppervlakte toch nog minstens met een terugkeerperiode van 2 jaar een schuifspanning van
2 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 een
schuifspanning van 3 N/m2 bij 81 % vulling (zie tabel 35).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
247
0.01
0.009
0.008
minimale helling
0.007
0.006
0.005
0.004
0.003
0.002
0.001
0
100
250 mm
300 mm
350 mm
400 mm
1000
10000
2
aangesloten verharde oppervlakte (m )
Figuur 135 : Minimale helling nodig om bij een beperkte toevoerende verharde oppervlakte
toch 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 de
hydraulische straal) en niet (rechtstreeks) van de buis- en bedruwheid. Daarom is de
schuifspanning een eenvoudigere parameter om de minimale helling te bepalen dan de
stroomsnelheid, welke wel rechtstreeks functie is van de ruwheid. Yao [1974] toonde aan dat
voor leidingen met kleine diameter en lage vullingsgraad (< 40 %) een schuifspanningscriterium
tot een meer efficiënt ontwerp leidt dan een snelheidscriterium. Deze stelling werd bevestigd
door Arthur et al. [1999] op basis van een uitgebreide literatuurstudie.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
248
Toch wordt een minimale stroomsnelheid vaak als criterium gebruikt om het zelfreinigend
vermogen van leidingen te garanderen. In Vlaanderen wordt traditioneel met minimale
stromingssnelheden van 0,6 tot 0,7 m/s gerekend [VMM, 1996a]. In figuur 136 wordt het
verband getoond tussen de minimale schuifspanning en de minimale snelheid bij de minimale
hellingen uit 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 (de overeenkomstige
schuifspanning is ook in de figuur weergegeven). Hieruit blijkt dat de traditioneel aangenomen
minimale 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 gemengde
riolen. De American Society of Civil Engineering (1970) hanteert een minimale snelheid van
0,9 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 [Arthur
et al., 1999]. Een meer gediversifieerde minimale snelheid in functie van de diameter wordt
gegeven in de recentere Britse richtlijnen van 1996 [Ackers et al., 1996]. Deze minimale
snelheden uit buitenlandse literatuur komen vrij goed overeen met het schuifspanningscriterium
van 3 N/m2 bij (kleine) leidingen.
1.6
5
4.5
1.4
4
snelheid (m/s)
3.5
1
3
2.5
0.8
2
0.6
1.5
schuifspanning (N/m2)
1.2
0.4
1
0.2
snelheid
0.5
schuifspanning
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
0
2400
diameter (mm)
Figuur 136 : Relatie tussen minimale schuifspanning en snelheid bij de minimale hellingen
overeenkomstig 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.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
249
In de huidige hydrodynamische simulatiesoftware Hydroworks [WS, 2001a] wordt de
schuifspanning niet als resulterende hydraulische parameter berekend en uitgeschreven.
De schuifspanning is functie van de hydraulische straal en de helling, maar de hydraulische straal
is vaak een vrij complexe functie van de waterhoogte [Berlamont, 1997]. Hierdoor is een
eenvoudige bepaling van de schuifspanning uit de bekomen hydrodynamische simulatieresultaten
niet evident. De snelheden worden wel weergegeven. Via figuur 136 kan worden bepaald met
welke minimale snelheid de minimale schuifspanning van 3 N/m2 overeenkomt bij een bepaalde
diameter. Deze minimale snelheid (die dus voor elke diameter verschilt) kan dan als criterium
worden gehanteerd. Het lijkt echter logischer om in de toekomst ook de schuifspanning
rechtstreeks als resultaat uitgeschreven te krijgen. Zoals reeds gesteld werd is de schuifspanning
een beter criterium dan de snelheid om het zelfreinigend vermogen te beoordelen. In de
simulatiesoftware Infoworks vanaf versie 4.5 is de schuifspanning wel als uitvoerparameter
beschikbaar op voorwaarde dat een waterkwaliteitssimulatie wordt uitgevoerd [WS, 2002].
Indien de schuifspanning bij een halfgevulde en goed gedimensioneerde leiding (bij een
ontwerpterugkeerperiode 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 een
minimale diameter die sterk zijn overgedimensioneerd). Dit is de schuifspanning die nodig is om
de bezonken DWA-vervuiling terug op te woelen (zie paragraaf 3.2.4). Het is echter onmogelijk
om uitgaande van een ontwerpberekening met een terugkeerperiode van 2 jaar duidelijke waarden
voor de frequentie van een bepaalde lagere schuifspanning te geven, omdat dit van de individuele
situatie van elke leiding afhangt. De enige manier om deze relatie tussen frequentie en
schuifspanning in te schatten, is het uitvoeren van hydrodynamische simulaties met
hoogfrequente composietbuien en hiervoor nagaan wat de schuifspanningen zijn. Daarom wordt
voorgesteld om bij hydrodynamische berekeningen enkele simulaties uit te voeren met
hoogfrequente buien en hierbij na te gaan voor welke leidingen er schuifspanningswaarden onder
bepaalde drempels voorkomen. Hieraan kunnen dan bijkomende eisen worden gesteld.
Een schuifspanning van 2 N/m2 komt overeen met de schuifspanning die nodig is om de
bezonken DWA terug op te woelen. Dit zelfreinigend effect voor bezonken deeltjes van de DWA
dient minimaal voor te komen met een frequentie gelijk aan deze van het in werking treden van
de overstort. Op die manier wordt de bezonken DWA afgevoerd naar de RWZI en komt dit
slechts zelden in het overstortwater terecht. Indien er voorbezinkputten aanwezig zijn op alle
DWA-aansluitingen volstaat een schuifspanning van 1 N/m2 in plaats van 2 N/m2 (zie paragraaf
3.4).
Hellingen kleiner dan 1 ‰ zijn in de praktijk moeilijk correct uitvoerbaar en dienen daarom te
worden vermeden. Bij grote leidingdiameters mag hiervan in uitzonderlijke gevallen lokaal
worden afgeweken, waarbij de helling zeker niet kleiner mag worden dan 0,5 ‰. Indien de
uitgravingen te diep worden, kan men tussenliggende pompen installeren in een gravitair
rioolnetwerk (figuur 137). Hierbij moet er zeker op gelet worden dat de waterhoogte in de
pompenkelder geen significante opstuwing veroorzaakt in de toekomende leidingen. Dit is nodig
om sedimentatie net opwaarts van de pompenkelder te beperken.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
250
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 zeer
hoge aanleg- en exploitatiekosten in vergelijking met de bijkomende onderhoudskosten bij
niet-zelfreinigende riolen, kan een lagere minimale schuifspanning worden gehanteerd in vlakke
gebieden.
Dit dient gepaard te gaan met een inventarisatie van de locaties waar de
gewenste schuifspanning niet wordt bereikt en het opstellen van een onderhoudsplan dat
integraal deel uitmaakt van het ontwerp.
Daarnaast is het nuttig om toch een absoluut minimale helling op te leggen, teneinde de volledige
bezinking van het sediment in het riool te vermijden. Indien hiervoor een schuifspanning van
1 N/m2 wordt gehanteerd, zal de minimale helling voor opwaartse uiteinden met weinig
aangesloten verharde oppervlakte in bepaalde gevallen nog als oneconomisch groot worden
beschouwd. 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 grotere
hydraulische belasting dan weer vrij kleine waarden. Bovendien lijkt het redelijk om een hogere
minimale schuifspanning te eisen bij riolen met een hogere hydraulische belasting dan bij deze
met een kleinere hydraulische belasting, teneinde de bezonken hoeveelheden te beperken.
Om die reden wordt voorgesteld om voor niet-zelfreinigende riolen een minimale helling van
2 ‰ te hanteren, net zoals bij DWA-riolen, waardoor in riolen met een kleine hydraulische
belasting de minimale schuifspanning in de buurt van 0,5 N/m2 ligt en voor riolen met grote
belasting de minimale schuifspanning in de buurt van 1 N/m2 ligt. Voor gemengde riolen met
diameter 250 mm kan de minimale schuifspanning gehaald worden met de DWA spoeling van
1 IE (zie ook 3.2.4 B). Voor grotere gemengde riolen en regenwaterriolen volstaat een kleine
verharde oppervlakte om dit te bereiken : bijvoorbeeld voor een diameter 400 mm volstaat
ongeveer 100 m2 om dit eens om de twee jaar te bereiken. Indien men bij grotere
leidingdiameters 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 dit
toegelaten.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
251
Bij aanpassing van of aansluiting op bestaande systemen kan lokaal en uitzonderlijk nog worden
afgeweken van deze minimale eisen, waarbij extra aandacht aan (frequenter) onderhoud moet
worden besteed. Hierbij is er een minimale helling van 1 ‰ nodig omwille van
uitvoeringstechnische redenen, waarvan bij grote leidingdiameters in uitzonderlijke gevallen
lokaal 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 voor
zelfreinigende riolen niet gehaald, teneinde de onderhoudskosten te minimaliseren.
Indien men een minimale bezinking in het riool toelaat, dient men erop te letten dat dit geen
significante 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 niet
economisch is en dat bepaalde mate van slibafzettingen (in gemengde riolen en regenwaterriolen)
acceptabel is, gezien het transportmechanisme van het zanderig materiaal”. Om dit soort
afzettingen te minimaliseren worden preventieve maatregelen voorgesteld zoals zandvangen,
straatvegen, enz...
Indien er zich opstuwing in een riool voordoet, zal de schuifspanning daar kleiner worden dan
deze bij eenparige stroming. Het is dan raadzaam om de werkelijke schuifspanning te
controleren met een hydrodynamische simulatie. Aangezien de schuifspanning bepaald wordt
door het verhang over een riool en niet door de helling van het riool zelf, kunnen uit een
hydrodynamische simulatie in bepaalde riolen ook hogere schuifspanningen blijken dan berekend
op basis van een eenparige stroming.
Indien de minimale schuifspanningen worden gerelaxeerd bij ontwerpcondities, is het vrij
waarschijnlijk dat bij gemengde riolen ook de minimale schuifspanning niet meer wordt gehaald
die nodig is om bezonken DWA te kunnen opwoelen en afvoeren vooraleer de overstort in
werking treedt. Dit betekent dat bij gemengde rioleringen, waarbij niet op alle DWAaansluitingen een voorbezinkput is voorzien, de overstortemissies (in belangrijke mate) kunnen
toenemen (“first flush” of “spoeleffect”). Dit kan worden gecompenseerd door een verbeterde
overstort in te bouwen of een groene randvoorziening te voorzien na de overstort of een zeer
frequente artificiële spoeling te introduceren (minimaal 10 keer per jaar).
Een frequente artificiële spoeling vereist specifieke spoelreservoirs die langzaam vol lopen met
regenwater en dan een plotse spoelstoot geven (zie ook paragraaf 3.3). Hierbij moet er op gelet
worden dat de toevoer naar het spoelreservoir beperkt is, zodat het aantal spoelstoten per bui
beperkt blijft. Dit soort spoelconstructies kan de spoelfrequentie opdrijven, maar heeft
nauwelijks invloed op de maximale schuifspanning omwille van de maximale afvoercapaciteit
van de leiding. Het is dus vooral zinvol voor opwaartse leidingen die een kleine vullingsgraad
hebben.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
252
5.5.3 Invloed van verstopping of sedimentlaag
Door sediment op de bodem of een obstructie in een leiding kunnen de hydraulische capaciteit
en de schuifspanning sterk afnemen. In figuur 138 wordt het effect getoond van een
sedimentlaag (relatief ten opzichte van de buisdiameter) op verschillende hydraulische
parameters (relatief ten opzichte van de waarde zonder sediment). Hieruit blijkt dat vooral de
capaciteit het sterkst daalt met toenemende sedimenthoogte, terwijl ook de schuifspanning
(bij volle leiding) significant kan dalen.
1
met sediment t.o.v zonder sediment
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
perimeter = natte omtrek
snelheid bij volle leiding
hydraulische straal en schuifspanning
dwarssectie
capaciteit = debiet volle leiding
0.2
0.1
0
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0.4
0.45
0.5
sedimenthoogte / diameter
Figuur 138 : Invloed van een sedimentlaag (relatief t.o.v. de buisdiameter) op de stroming
doorheen een rioolbuis (de parameters zijn relatief uitgezet t.o.v. de toestand zonder
sediment).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
253
5.6 Bijkomende vereisten
5.6.1 Maximale snelheid
Ook de maximale snelheid wordt traditioneel begrensd. Oppervlakteafstroming kan heel wat
sedimenten in het riool brengen welke bij hoge stromingssnelheden beschadiging van de
leidingen kunnen veroorzaken. Daarnaast vermindert bij grote snelheden de capaciteit van de
leiding door luchtinsluitsels, alhoewel dit vooral voor kleinere leidingen een significante invloed
zal hebben (zie paragraaf 3.2.4 C).
In figuur 139 wordt getoond bij welke snelheden dit zich kan voordoen in functie van de
vullingsgraad en de leidingdiameter. Hieruit blijkt dat een capaciteitsprobleem zich pas vanaf
een snelheid van 5 m/s kan beginnen voordoen voor kleine leidingen.
12
10
snelheid (m/s)
8
6
4
diameter (m) :
2
0.25
0.4
0.6
0.8
1
1.2
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
verhouding waterhoogte / diameter
Figuur 139 : Grenswaarde van de snelheid waarbij er lucht in het water wordt opgenomen in
functie van de vullingsgraad en de diameter van een cirkelvormige leiding (voor leidingen
met diameters van 0,25 tot en met 1,2 m).
Indien de snelheid groter is dan deze waarde, betekent dit dat men moet ontwerpen voor een
ontwerpdebiet Qontwerp dat groter is dan het vloeistofdebiet :
Q ontwerp = (β + 1) Q vloeistof
(58)
Men kan geen stabiele stroming bekomen van een mengsel van lucht en water met een
vullingsgraad groter dan 90 % [Volkart, 1982]. Indien ontworpen wordt voor een vollopende
leiding is dit echter geen probleem, omdat men reeds het debiet van een vollopende leiding kan
afvoeren bij een vullingsgraad van 82 %.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
254
Het blijkt dus dat de luchtopname niet functie is van het Froude-getal, maar van het Boussinesqgetal. 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 snelheid
en vullingsgraad voldoende groot zijn.
Tenslotte is het ook met betrekking tot piekafvoer belangrijk om de snelheid enigszins te
beperken. 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 regenwaterriolen
zoveel mogelijk te beperken tot 3 m/s en indien mogelijk tot 2 m/s. De maximale hellingen
hiervoor worden gegeven in tabel 36.
Tabel 36 : Maximale hellingen bij verschillende maximale snelheden.
maximale helling (in ‰) bij onderstaand criterium
2 m/s
3 m/s
superkritische
stroming
snelheid bij
superkritische
stroming (m/s)
250
21 ‰
47 ‰
3,9 ‰
0,86
300
16 ‰
37 ‰
3,7 ‰
0,95
350
13 ‰
30 ‰
3,5 ‰
1,02
400
11 ‰
25 ‰
3,4 ‰
1,09
500
8,5 ‰
19 ‰
3,2 ‰
1,22
600
6,7 ‰
15 ‰
3,0 ‰
1,34
700
5,5 ‰
12 ‰
2,9 ‰
1,45
800
4,7 ‰
10 ‰
2,8 ‰
1,55
900
4,0 ‰
9,0 ‰
2,7 ‰
1,64
1000
3,5 ‰
7,9 ‰
2,6 ‰
1,73
1200
2,8 ‰
6,3 ‰
2,5 ‰
1,89
diameter
(mm)
Voor grotere riolen waarvoor er geen superkritische stroming ontstaat bij reeds relatief lage
snelheden (bijvoorbeeld vanaf diameter 800 mm), kan de helling verder beperkt worden tot
maximaal deze waarbij superkritische stroming ontstaat. Immers zal bij de onvermijdelijke
overgang van superkritische naar subkritische stroming (t.g.v. afwaartse randvoorwaarde of
afwaartse kleinere helling) een watersprong ontstaan met mogelijke schadelijke gevolgen voor
de plaatselijke riolering [Butler & Davies, 2000].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
255
In de richtlijnen van 1996 wordt nog een maximale snelheid van 6 m/s toegelaten voor
regenwaterriolen, maar het water hierin kan met betrekking tot sedimenten zeker niet zuiverder
worden beschouwd. Bovendien is er de tendens om de regenwaterafvoer zo traag mogelijk te
laten verlopen om voldoende afvlakking te bekomen. De belangrijkste reden om een maximale
snelheid op te leggen is dus niet zozeer bepaald door het leidingmateriaal, alhoewel bepaalde
materialen veel meer resistent zijn tegen erosie dan andere. Daarom kan lokaal een steilere
helling worden toegelaten waar een vlakkere helling technisch en/of economisch niet haalbaar
is, op voorwaarde dat het gepaste materiaal wordt gebruikt en het effect op de globale afvoer
beperkt blijft. De diameter van deze steilere leiding wordt dan indien nodig groter genomen om
de vermindering aan capaciteit ten gevolge van luchtinsluitsels te compenseren. De algemene
beperking van de maximale snelheid wordt dus best afgeschaft. Waar mogelijk wordt de snelheid
best beperkt tot deze waarbij superkritische stroming optreedt (tabel 36). De maximale snelheid
moet 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 riolen
en 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 een
gelijkmatig mogelijke stroming te bekomen (zie ook paragraaf 1.3). Een uitzondering hierop
dient gemaakt te worden voor (regenwater)riolen waar opwaarts grachten op zijn aangesloten en
voor duikers; hiervoor blijft de minimale diameter best op 400 mm behouden. Vooral de kleine
debieten en vullingsgraden geven in de opwaartse uiteinden van het rioolstelsel onvoldoende
frequent 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 verstoppingsgevaar
en de moeilijkheid om dergelijke leidingen te reinigen. De laatste jaren is er echter een grote
evolutie in de controle- en onderhoudsapparatuur, zodat het in goede staat houden van de kleine
riolen veel minder een probleem is. Er moet wel de nadruk op gelegd worden dat de riolen
(en zeker de overgedimensioneerde opwaartse uiteinden) voldoende geïnspecteerd moeten
worden. Ook omdat de huidige rioleringssystemen steeds complexer worden met steeds meer
hydraulische structuren is meer controle en onderhoud nodig.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
256
Bij het verkleinen van de minimale diameter moet er wel op gewezen worden dat de onzekerheid
op de neerslaginvoer in de opwaartse uiteinden van een rioolstelsel heel wat groter is dan meer
stroomafwaarts. De twee belangrijkste redenen hiervoor zijn de ruimtelijke variatie van de
neerslag (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 een
onderdimensionering leiden van deze leidingen die nog net voldoen met de minimale diameter,
omdat de aangesloten oppervlaktes meestal vrij beperkt zijn en de ontwerpintensiteiten vrij hoog
zijn. Onder deze omstandigheden zullen de puntneerslagmetingen meestal vrij representatief
zijn. De onderschatting van de neerslagintensiteiten bij kleine duren ten gevolge van de
klokvaste digitalisatie van de neerslag kan wel tijdelijk tot een overbelasting van deze riolen
leiden die maar net voldoende capaciteit hebben met de minimale diameter. Deze overbelasting
kan echter slechts van korte duur zijn (maximaal 2 tot 3 keer de tijdstap, oftewel maximaal 20 tot
30 minuten). In deze periode zal in dat geval een klein deel van het regenwater niet in het riool
kunnen instromen en tijdelijk op de straat worden geborgen. Deze aspecten zijn echter niet
zodanig 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 dan
75 % 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 kleiner
verstoppingsgevaar, het gemakkelijker onderhoud en een meer constant doorvoerdebiet.
Voor wervelventielen kan de minimale diameter op 150 mm worden gesteld en
voor knijpleidingen kan de minimale diameter op 250 mm worden gesteld. In de richtlijnen van
1996 is dit 250 mm voor knijpleidingen zonder uitzondering en 200 mm of eventueel 150 mm
voor wervelventielen met een bypass [VMM, 1996a]. Opwaarts van elke knijpleiding of
wervelventiel moet een (interne of externe) overlaat aanwezig zijn. Om onderhoudsredenen
wordt er best een afsluitbare bypassopening voorzien.
5.6.3 Gronddekking
Voor gemengde riolen en regenwaterriolen wordt traditioneel een gronddekking groter dan of
gelijk 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 m
onder het maaiveld te plaatsen. Daarnaast is het zinvol om ook een minimale gronddekking te
behouden; hiervoor kan een waarde van 0,5 m worden aanbevolen. Dit leidt tot de conclusie dat
enkel voor kleine diameters de vorstvrije diepte belangrijk is. Voor riolen kleiner dan of gelijk
aan 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 voor
de minimale diepteligging van de aansluitingen van de straatkolken naar de riolering.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
257
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 de
diameter en het materiaal van de buis zullen verschillende bovenbelastingen toegelaten en/of
minimale gronddekking vereist zijn. De specificaties van de fabrikanten dienen hiervoor te
worden geconsulteerd.
Eventueel kunnen op deze minimale diepteliggingen lokale uitzonderingen worden toegelaten
indien de economische meerkost te groot wordt en lokaal de nodige maatregelen worden
genomen om schade te voorkomen (t.g.v. vorst en/of bovenbelasting). Op plaatsen waar de
gronddekking geen effect heeft op de diepteligging van de afwaartse riolen, wordt best een
richtwaarde van 1 m gehanteerd voor de gronddekking.
5.6.4 Buisaansluitingen
Om opstuwing te voorkomen ter plaatse van een diametertoename, moeten de leidingen met
gelijk kruinpeil worden aangesloten (figuur 140). Bij aansluiting op bodempeil is er een
verhoogde kans op sedimentatie net opwaarts van de diametervergroting. Bij aansluiting op het
bodempeil 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 kunnen
zijn voor de verschillende wijzen van aansluiting van zijriolen.
Figuur 140 : Schematisch overzicht van goede en slechte aansluitingen van opeenvolgende
leidingen met verschillende diameter.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
258
Bij leidingen die beneden het kruinpeil van de overstort liggen, maakt het minder uit of de
leidingen met gelijk kruinpeil worden aangelegd of niet. Voor deze leidingen zullen deze
fenomenen 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 dat
de leidingen met gelijk kruinpeil worden aangesloten dan ook worden gerelaxeerd en vervangen
worden door een aansluiting met gelijk bodempeil, indien dit een meer kosteffectieve oplossing
biedt (minder diepe uitgravingen).
Ook voor de koppeling van opwaartse leidingen met kleine diameter en bij lage vullingsgraad
wordt toch best met continu doorlopend bodemprofiel aangesloten om een zo gelijkmatig
mogelijke stroming te bekomen (dit geldt ook voor DWA-riolen), d.w.z. niet zomaar een
toekomende en vertrekkende leiding in een put zonder bodemprofiel dat de overgang geleidelijk
maakt.
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 met
gelijk kruinpeil [Berlamont, 1997].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
259
Figuur 143 : Opstuwing in een zijriool bij stroming onder druk in het hoofdriool voor
aansluiting met gelijk bodempeil respectievelijk met gelijk kruinpeil [Berlamont, 1997].
5.6.5 Risicoaansluitingen
Kelderaansluitingen zijn gravitaire aansluitingen op de riolering vanuit ruimtes die zich lager
situeren dan het vergunde niveau van het gelijkvloers. Bij woningen waarvan het vergunde
gelijkvloers niveau beneden het straatniveau ligt, kunnen aansluitingen die geen
kelderaansluitingen zijn toch tot ‘wateroverlast’ leiden, vooraleer er zich ‘water op straat’
voordoet. Dit soort aansluitingen wordt dan beter gecatalogeerd als risicoaansluitingen in plaats
van 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 men
dit best opvangen door geen gravitaire aansluitingen toe te laten van toestellen die zich lager
bevinden dan het straatniveau. Nog beter zou zijn om te specifiëren dat het gelijkvloers niveau
hoger 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 indien
bij de heraanleg van de straat het straatniveau hoger zou worden gelegd. Zonder een evaluatie
van de risico’s op overstromingen zou een dergelijke verhoging van het straatniveau best niet
worden toegelaten.
Bij bestaande woningen kunnen er nieuwe probleemsituaties ontstaan indien het riool wordt
heraangelegd of indien de belasting van het bestaande riool verandert (groter opwaarts debiet of
hogere afwaartse randvoorwaarde). Dergelijke probleemsituaties kunnen op voorhand worden
ingeschat door enerzijds de huisaansluitingen te inventariseren en anderzijds de situatie te
vergelijken met de hydrodynamische modellering. Voor de inventarisatie is het nodig om de
kritieke piëzometrische hoogte in te schatten waarbij de wateroverlast zich voordoet.
Deze waarde kan dan vergeleken worden met de piëzometrische hoogte die men in de
modelleringsscenario’s vindt. Indien men bij een relevante terugkeerperiode een piëzometrische
hoogte vaststelt die groter is dan de kritieke piëzometrische hoogte kan men twee types
maatregelen 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 aan
te leggen, enz...
2.
Aanleggen van een dienstriool op publiek domein afgekoppeld van het riool dat onder druk
komt en dat daardoor de schade veroorzaakt.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
260
De keuze tussen deze twee types maatregelen dient te worden gebaseerd op technische en
economische haalbaarheid. Meestal zal maatregel 1 de voorkeur verdienen.
Indien de kritieke piëzometrische hoogte wordt overschreden bij de terugkeerperiode waarvoor
men ‘wateroverlast’ aanvaardbaar vindt (zie paragraaf 5.2.2), dienen de knelpunten te worden
geïnventariseerd en oplossingen te worden voorgesteld door de rioolbeheerder. In het verleden
werden er reeds afspraken gemaakt met betrekking tot de ten laste neming van de kosten van deze
maatregelen [VMM, 1996a; Aquafin, 2000b].
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
261
5.7 Het rioleringsontwerp als een dynamisch gegeven
5.7.1 Overgangsproblemen
Bij wijziging van ontwerprichtlijnen of modelleringstechnologie kan de situatie ontstaan dat een
rioolstelsel dat voldeed volgens de vorige richtlijnen en voorgaande technologie niet meer
voldoet voor de nieuwe situatie. Het is onrealistisch te veronderstellen dat alle nieuwe criteria
en technologieën onmiddellijk geïmplementeerd kunnen worden. De nieuwe richtlijnen vormen
een streefbeeld waar zeker bij nieuwe ontwerpen rekening mee moet worden gehouden.
De problemen die ontstaan door deze veranderringen kunnen aangepakt worden door voor de
ontstane probleempunten na te gaan hoe ernstig de ontstane problemen zijn en eventueel wat er
aan kan worden gedaan. Omdat ervan uitgegaan kan worden dat de nieuwe technologie en
criteria de werkelijkheid en gewenste doelstellingen beter benaderen, worden niet de algemene
richtlijnen en methodologie gerelaxeerd, maar dienen er per probleemlocatie uitzonderings- of
oplossingsscenario’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 de
vertraagde afvoer en overlaat nog steeds op het riool blijven lozen. Dit dient te worden
toegepast op opwaarts aangekoppelde oppervlakken.
2.
Afkoppeling : dit impliceert dat men de afvoer van de verharde oppervlakte niet meer via
het betreffende riool laat gebeuren, maar via een alternatief afwateringssysteem
(bijvoorbeeld grachten, ...). Dit wordt vaak gecombineerd met bronmaatregelen. Dit dient
te worden toegepast op opwaarts aangekoppelde oppervlakken.
3.
Zoeken naar de probleemleidingen die het merendeel van de opstuwing in het rioolstelsel
veroorzaken en deze knelpunten teniet doen door de diameter lokaal te vergroten of een
bypass te voorzien. De kritieke leidingen zijn deze waarbij het verhang over de leiding
veel groter is dan de helling van de leiding. Deze kritieke leidingen dienen gezocht te
worden 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 leiding
ondergedimensioneerd.
S
‘Water op straat’ of ‘wateroverlast’ bij terugkeerperioden kleiner dan deze uit paragraaf
5.2.2.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
262
De drie bovenstaande oplossingen dienen op verschillende wijze te worden ingerekend bij de
modellering :
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). Verschillende
bronmaatregelen geven echter een verschillend systeemgedrag en dus een verschillend
afvlakkend effect. Voor elk type bronmaatregel dient deze inschatting dus afzonderlijk te
gebeuren.
2.
Afkoppeling : deze oppervlakte moet niet meer worden ingerekend in het betreffende
rioolmodel. Wel dient er op te worden toegezien dat de extreme piekafvoer van de
afgekoppelde verharde oppervlakte via een alternatief afwateringssysteem kan worden
afgevoerd 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 meer
worden gebruikt.
Analoge problemen doen zich ook voor bij uitbreiding van de verharde oppervlakte die is
aangesloten op een riolering. Het hele rioleringsgebeuren is dus een dynamisch gegeven dat
enkel op de voet kan worden gevolgd door het gebruik van operationele modellen.
Bepaalde overgangsproblemen zullen tijdelijk blijven bestaan totdat de nodige compenserende
maatregelen zijn genomen. De betrokken bewoners worden best op de hoogte gesteld indien de
ingeschatte risico’s op ‘wateroverlast’ significant stijgen.
5.7.2 Resterende onzekerheden
Ondanks het feit dat er zeer gedetailleerd gemodelleerd wordt, blijven er nog vele onzekerheden
over bij het simuleren van rioleringen. De onzekerheden op de neerslag werden reeds besproken
in 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 oppervlakteafstroming [Willems, 2000]. Er zal in de toekomst werk gemaakt moeten worden van een
betere inschatting van de oppervlakte-afstroming.
S
Ook de basisgegevens kunnen onnauwkeurigheden of onjuistheden bevatten. Dit kan
veroorzaakt zijn door een verkeerde inventarisatie of een gebrek eraan. Ook veranderingen
aan het rioleringssysteem moeten zorgvuldig bijgehouden worden. Om van de
basisgegevens naar een simulatiemodel over te gaan gebeuren vaak heel wat aannames en
vereenvoudigingen. 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 resterende
onzekerheden bij deze metingen. In paragraaf 4.7 werd reeds gewezen op de mogelijke
fouten en onzekerheden bij neerslagmetingen, maar ook bij debiet- en
waterhoogtemetingen kunnen systematische fouten en grote onzekerheden optreden.
Meetapparatuur dient regelmatig in gecontroleerde omstandigheden geijkt of gevalideerd
te worden. De locatie van de metingen dient zorgvuldig te worden gekozen (bijvoorbeeld
niet op een plaats waar er superkritische stroming kan optreden).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
263
De modellering van overstromingen vanuit rioleringen gebeurt vandaag de dag zeer
simplistisch. Het uit het riool stromende water wordt opgeslagen in een dubbele conus
waarbij het onderste gedeelte het straatgedeelte beneden de stoepranden voorstelt en
daarboven het wijder overstroombare gebied (zie paragraaf 5.4.1). Het water blijft echter
ter 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 dat
dit gesimuleerd zou kunnen worden via een quasi-2D-verticaal rioleringsmodel, maar dit
vergt grote inspanningen en hoeveelheden data.
S
Gebrekkig onderhoud en calamiteiten kunnen verregaande gevolgen hebben.
Vooral regelconstructies (knijpleidingen, pompen, enz...) zijn hierbij de kritieke punten die
bij falen de hydraulica van het systeem sterk kunnen beïnvloeden en bepalend kunnen zijn
voor het risico op overstroming. Daarom is het belangrijk dat voor de kritieke structuren
wordt 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 vele
tussenstappen, waarbij kleine en grote aanpassingen in stappen worden uitgevoerd.
De belangrijkste tussentoestanden worden wel gemodelleerd, maar bepaalde
niet-gemodelleerde tussentoestanden kunnen tijdelijk een verhoogd risico op overstroming
opleveren. Het is belangrijk om bij dergelijke tussentijdse situaties een controlesimulatie
te doen en indien nodig tijdelijke maatregelen te nemen. Dit geldt ook voor tijdelijke
situaties die zich tijdens de ombouw voordoen.
S
enz...
Deze lijst is zeker niet volledig en slechts een momentopname van de wetenschappelijke
inschatting op het ogenblik van het opmaken van deze studie. Ook de lijst van toekomstige
noden (hoofdstuk 10) levert een beeld op van resterende onzekerheden bij het rioleringsontwerp.
S
5.7.3 Wegvallen van drainagefunctie bij heraanleg van riolen
Een ander frequent voorkomend probleem na de heraanleg van riolen is het ontstaan van natte
kelders. Bij oude riolen die niet goed waterdicht zijn, kan de riolering als een drainage werken
bij hoge grondwaterstand. Indien deze oude riolen vervangen worden door nieuwe waterdichte
riolen (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 de
kelders. 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 rondom
de woning.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
264
Dergelijke probleemsituaties kunnen op voorhand worden ingeschat door enerzijds de nietwaterdichte kelders te inventariseren en anderzijds de situatie te vergelijken met de drainerende
werking van de riolering. De invloed van de drainerende werking op de grondwatertafel kan
worden ingeschat via de theorie van de bronbemaling [Berlamont, 1996a]. Hiertoe dient men te
beschikken over infiltratiedebiet via het oude riool, doorlaatbaarheid van de grond, invloedsstraal
van de drainagewerking en normale grondwaterstand. Sommige van deze parameters kunnen
schommelen in de tijd. Men kan dan de grondwatertafel berekenen met en zonder drainerende
werking van de riolering en deze twee situaties vergelijken. Indien er zich een significant
gewijzigde grondwaterstand voordoet ter hoogte van een woning met kelder, kunnen deze
problemen zich voordoen. Indien er een drainage wordt aangelegd, dient de afvoer ervan te
worden gekozen overeenkomstig het schema in figuur 24.
De aanleg van een drainage bij de vervanging van een niet-waterdicht riool kan nodig zijn om
de waterhuishouding rond de aanpalende terreinen in evenwicht te houden. Immers bij een te
hoge grondwatertafel zullen infiltratievoorzieningen minder goed functioneren en zal de
afstroming 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 kan
worden benut. De drainerende werking wordt bij voorkeur geïmplementeerd via grachten.
Bij gescheiden riolering kan de RWA-leiding eventueel drainerend aangelegd worden indien de
kwaliteit van het afgevoerde regenwater dit toelaat.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
265
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 te
vermijden is, is onnodig onderhoud dat ook. Vandaar dat gravitaire rioolstelsels dan ook het
vaakst voorkomen. Dit kan gezien worden als het resultaat van een impliciete beslissing om grote
investeringskosten (voor diepe, grote en dure riolering) te accepteren als die investering resulteert
in lage beheerkosten [Butler & Davies, 2000]. Soms volstaat het echter niet om enkel een
gravitaire 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 vermijden
S
laaggelegen en/of afgelegen gebieden aan te sluiten met het oog op zuivering
S
nabij overstorten of lozingspunten de debieten te verpompen naar een zuiveringsinstallatie
of het oppervlaktewater
Dit zijn situaties die in vlakke gebieden als Vlaanderen veelvuldig voorkomen.
De Europese norm 752-6 [BIN, 1998] vermeldt een aantal aandachtspunten bij het ontwerp en
het gebruik van pompstations. Hiervan zijn enkel die punten overgenomen die van belang zijn
voor het hydraulisch ontwerp.
De detaillering van de pompenkelder moet in functie staan van de minimalisatie van het
onderhoud en het beperken van de kans op calamiteiten. Het gebruik van duurzame technologie
zorgt voor een langere levensduur en minder onderhoud.
5.8.2 Pomptypes
Pompen dienen om (potentiële) energie toe te voegen aan een vloeistof. De meest gangbare
manier 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 (radiale
pomp). Bij een centrifugaalpomp wordt de stromingsrichting van de axiale naar een radiale
richting afgebogen. Ze zijn aangewezen waar een klein debiet over een relatief grote
opvoerhoogte moet verpompt worden. Ze worden vaak gebruikt als vuilwaterpompen omdat er,
gelet op de grote doorsnede van de inwendige stromingskanalen, weinig gevaar voor verstopping
bestaat. Dit heeft wel tot gevolg dat het rendement van centrifugale afvalwaterpompen (ongeveer
50 à 60 %) lager is dan die van pompen die worden gebruikt voor het verpompen van zuiver
water (tot 90 %). Omdat er heel wat grof vuil in een riool kan voorkomen, wordt voor dit type
pompen vaak de voorwaarde naar voren geschoven dat zij een minimale doorvoeropening van
75 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 tot
700 l/s en opvoerhoogtes van 3 tot 45 meter).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
266
Axiale (schroef- of propeller)pompen zijn eenvoudiger dan centrifugaalpompen.
De stromingsrichting blijft axiaal (de werking ervan is te vergelijken met die van een
scheepsschroef). Ze zijn geschikt waar een groot debiet over een relatief kleine opvoerhoogte
moet opgepompt worden (met een rendement tussen 75 en 90 %). In tegenstelling tot bij
centrifugaalpompen is er bij axiale pompen een snelle afname van de leverbare opvoerhoogte bij
stijgend debiet. Axiale pompen worden vaak gebruikt als overstortpompen, maar zijn minder
geschikt als vuilwaterpompen, omdat de stromingskanalen tussen de schoepen snel zouden
verstopt geraken.
Bij diagonale ('mixed-flow') pompen gaat de stroming over van de axiale naar een diagonale
richting. Alle tussentypes tussen radiale en axiale pompen zijn mogelijk. Diagonale pompen
kunnen gebruikt worden voor opvoerhoogtes tussen 6 en 18 meter. Ze zijn geschikt zowel voor
regenwater als voor afvalwater.
Naast rotodynamische pompen zijn er ook nog andere types van pompen. Speciale pomptypes
zijn onder andere pneumatische ejectoren, schoepenloze pompen, vijzelpompen
(Archimedesschroef), ...
Omdat rotodynamisch pompen het vaakst voorkomen in een rioolstelsel, is deze toelichting
hoofdzakelijk gebaseerd op dit type pomp. Vijzelpompen worden frequent gebruikt om het water
uit 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 (gewoonlijk
uitgedrukt als (opvoer)hoogte [m]) toe te voegen aan een vloeistof. Bij rotodynamische pompen
is 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 in
functie van de opvoerhoogte. Figuur 144a toont een typische pompkarakteristiek waarbij het
verpompte debiet daalt met stijgende opvoerhoogte. De karakteristiek voor elk type pomp
verschilt en wordt opgesteld aan de hand van resultaten van tests die door de pompconstructeur
werden uitgevoerd. De pompkarakteristieken voor elk type pomp zijn beschikbaar bij de
pompconstructeur.
opvoerhoogte
opvoerhoogte
opvoerhoogte
debiet
(c)
(b)
(a)
hs
werkingspunt
debiet
debiet
Figuur 144 : Pompkarakteristiek (a), systeemkarakteristiek (b) en werkingspunt(c).
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
267
B. Systeemkarakteristiek
Een pomp staat echter niet los van het rioolstelsel. Het systeem waar de pomp is op aangesloten
heeft ook zijn karakteristiek. Zo moet een pomp niet alleen energie toevoegen aan het water om
het fysische hoogteverschil (het verschil tussen het peil in de pompput en het midden van het
einde van de persleiding : dit is de statische opvoerhoogte hs) te overwinnen, maar moeten ook
de wrijvingsverliezen in de persleiding, net als de lokale ladingsverliezen ter hoogte van de
intrede, bochten, kleppen, enz. overwonnen worden. Stroomt het water afwaarts vrij uit de
persleiding, dan moet daartoe de nodige snelheidshoogte door de pomp geleverd worden. Al deze
verliezen zijn een functie van het debiet in het kwadraat.
De systeemkarakteristiek kan dus uitgedrukt worden als :
V2
H = h s + ∑ (K ⋅ L + K'⋅ς ) ⋅ Q 2 +
(59)
2⋅g
waarbij :
H
hs
K
L
K'
.
Q
V
g
totale opvoerhoogte [m]
statische opvoerhoogte [m]
K-waarde van persleiding [s2/m6] (functie van de wrijvingsfactor en de
diameter van de persleiding) [Berlamont, 1998a]
lengte persleiding [m]
K' waarde van de persleiding [s2/m5] (functie van de diameter van de
persleiding) [Berlamont, 1998a]
ladingsverliescoëfficiënt [-] (functie van het type lokaal ladingsverlies)
debiet in de persleiding [m3/s]
snelheid (bij uitmonding) in de persleiding [m/s]
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 wordt
daarom vaak verwaarloosd. Dit is echter niet altijd het geval. Er dient in het ontwerp altijd
nagegaan 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 dat
het uiteinde van de persleiding verdronken is (bijvoorbeeld wanneer de persleiding uitmondt in
een bekken). In dat geval is de statische opvoerhoogte gelijk aan het verschil tussen het waterpeil
van (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 persleiding
in de (gevulde) tank treedt er echter wel een uittredeverlies op (wat niet het geval is bij vrije
uittrede). Dit ladingsverlies (~ Q2) dient mee in rekening gebracht te worden bij het bepalen van
de systeemkarakteristiek.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
268
Er zijn dus twee types karakteristieken : de pompkarakteristiek die de opvoerhoogte weergeeft
waarover het water kan verpompt worden aan een bepaald debiet, en de systeemkarakteristiek
die de opvoerhoogte weergeeft die moet overwonnen worden om een bepaald debiet te kunnen
verwerken. Wanneer nu een pomp (met een bepaalde pompkarakteristiek) wordt gekoppeld aan
een systeem (met een bepaalde systeemkarakteristiek), dan is er slechts één combinatie van
opvoerhoogte en debiet waarbij de opvoerhoogte die de pomp kan overwinnen gelijk is aan de
opvoerhoogte die het systeem vereist. Dit is op het punt waar de systeemkarakteristiek de
pompkarakteristiek snijdt. Dit punt noemen we het werkingspunt en is weergegeven in figuur
144c.
Het waterpeil in de pompput is niet constant. Is de pomp in werking en is het inkomende debiet
kleiner dan het verpompte debiet, dan zal het peil in de pompput dalen. Bijgevolg stijgt de
statische opvoerhoogte hs en verschuift de systeemkarakteristiek (figuur 144b) verticaal naar
boven. Het werkingspunt (figuur 144c) verschuift bijgevolg op de pompkarakteristiek naar links
en het verpompte debiet daalt. Dit fenomeen kan belangrijk zijn en er dient dan ook rekening mee
gehouden te worden bij het ontwerp.
Anderzijds, wanneer het inkomend debiet in de pompput groter is dan het verpompte debiet zal
het 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 de
pompkarakteristiek ligt (en er niet langs rechts afvalt; zie figuur 144c) om schade aan de pompen
te voorkomen.
C. Vermogen
Het vermogen dat gevraagd wordt op het werkingspunt kan afgeleid worden uit de opvoerhoogte
en 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 = ρ g Q H
(60)
3
dichtheid van de vloeistof [kg/m ]
waarbij : D
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 vorm
van elektrisch vermogen). De pomp en de (elektro)motor zijn echter niet 100 % efficiënt in het
transformeren 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) varieert
met het debiet en kan afgelezen worden op de grafieken die door de pompconstructeur worden
geleverd. Het vereist (elektrisch) vermogen is dan gelijk aan :
ρgQH
vereiste elektrisch vermogen =
(61)
η
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
269
rendement
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 het
pomprendement maximaal is. Vanuit energetisch oogpunt is het dus belangrijk om voor een
bepaald systeem met een welbepaalde systeemkarakteristiek die pomp te kiezen waarvoor het
werkingspunt (als snijpunt van de pompkarakteristiek en de systeemkarakteristiek) gelijk is aan
het debiet waarvoor het pomprendement maximaal is.
Figuur 145 :
Rendementscurve
van een pomp.
debiet
Gelet op het feit dat door het variërend peil in de pompput de statische opvoerhoogte geen
constante is, kan het werkingspunt en dus ook het werkingsdebiet variëren. Men dient er dan voor
te zorgen dat het werkingsgebied van de pomp zo goed mogelijk overeenstemt met het gebied
waar het rendement het grootst is.
Wanneer er meerdere pompen zijn die tesamen in werking treden, moet het rendement op lange
termijn van het gehele pompstation beschouwd worden. Vaak is het werkingsgebied van de pomp
die 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, maar
vraagt men een speciale aansluiting vanuit de dichtstbijzijnde hoogspanningskabine. De reden
is 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 kan
dan dienst doen als stand-by voor als de eerste pomp uitvalt door een panne of om extra
doorvoerdebiet te voorzien in het geval dat het inkomende debiet de capaciteit van een enkele
pomp overschrijdt. Wanneer twee in parallel geschakelde pompen in werking zijn, levert elke
pomp een debiet Q2/2 waaraan het water over een hoogte H2 opgevoerd wordt. Samen leveren
de pompen bij een opvoerhoogte H2 een debiet Q2 dat het dubbel is van wat een enkele pomp kan
leveren. De pompkarakteristiek voor twee pompen in parallel geschakeld is weergegeven in
figuur 146. Voor elke opvoerhoogte H is het debiet Q verdubbeld ten opzichte van de
werkingskarakteristiek van één pomp.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
270
opvoerhoogte
werkingspunt
H2
H1
twee pompen
parallel
één enkele pomp
Q2 / 2
Q1
Q2
debiet
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 pompput
bereikt wordt terwijl de eerste pomp reeds een tijdje aan het draaien is. Omdat het instromend
debiet in dit geval groter is dan het debiet dat door één pomp kan verpompt worden, stijgt het
water in de pompput en daalt bijgevolg de statische opvoerhoogte (het verschil tussen het peil
op- en afwaarts vermindert). De daling van de statische opvoerhoogte maakt dat de
systeemkarakteristiek vertikaal naar beneden verschuift, waardoor het werkingspunt naar rechts
zal verschuiven tot het aanslagpeil van de tweede pomp bereikt wordt. Op dat moment verpompt
de eerste pomp een debiet Q1 over een hoogte H1. Eens het aanslagpeil van de tweede pomp
bereikt wordt, treedt de tweede pomp in werking. Het snijpunt van de pompkarakteristiek voor
de twee pompen in parallel en de systeemkarakteristiek (wanneer de tweede pomp in werking
treedt) 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 één
pomp in werking is (figuur 146).
Omdat bij parallelwerking het debiet in elke pomp verschilt van het debiet indien er slechts één
pomp in werking is, is het rendement van de pomp ook verschillend afhankelijk van het feit of
ze alleen draait of samen met een parallel geschakelde pomp.
Naast parallelschakeling van gelijke pompen, is het ook mogelijk om verschillende pompen in
parallel op eenzelfde persleiding aan te sluiten. In dat geval bestaat de kans dat het
werkingsgebied van de pompen zich uitstrekt tot een gebied waar één van de pompen geen debiet
meer levert en warm loopt (dit is wanneer de opvoerhoogte groter is dan de maximale
opvoerhoogte 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.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
271
E. Cavitatie - maximale zuighoogte
Cavitatie kan optreden als de druk van het water in eender welk onderdeel van de pomp
voldoende ver onder de atmosferische druk daalt en er daardoor luchtbellen in het water
voorkomen. Cavitatie moet absoluut vermeden worden, omdat door cavitatie onderdelen van de
pomp kunnen worden beschadigd en op korte tijd de pomp volledig kan worden vernield. Ten
gevolge van de luchtbelvorming bij cavitatie vermindert de capaciteit en dus ook het rendement
van de pomp. Cavitatie gaat tevens gepaard met een toename van geluid en trillingen.
Neemt men aan dat de druk in de kamers op- en afwaarts van het pompstation de atmosferische
druk is, dan is :
S
de meetkundinge opvoerhoogte = de statische opvoerhoogte = hs
S
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 pomp
gelegen is).
De manometrische zuighoogte ()hz) is de onderdruk (in m waterkolom) ter plaatse van de
zuigflens van de pomp ten opzichte van de atmosferische druk Pa [Berlamont, 1997] :
2
2
P
U
U
∆h z = a − h 0 = h s + z + K ⋅ Q 2 ⋅ L + ς ⋅ z
2⋅g
2⋅g
ρ⋅g
waarin : h0
Uz
KQ2L
.
(62)
de absolute drukhoogte ter plaatse van de zuigflens [m]
de gemiddelde snelheid in de zuigleiding [m/s]
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 het
rooster : > 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 te
vermijden (. 2,5 m waterkolom).
Men definieert de netto positieve zuighoogte NPSH (Net Positive Suction Head) als de som van
de absolute drukhoogte h0 en de snelheidshoogte (dit is de totale drukhoogte ter plaatse van de
zuigflens) verminderd met de dampspanning van de vloeistof Pd (in meter waterkolom) :
2
P
U
(63)
NSPH = h 0 + z − d
2⋅g ρ⋅g
De NPSH is een maat voor het overschot aan totale (statische + dynamische) drukhoogte ten
opzichte 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 plaatsen
S
de zuigleiding zo kort, zo ruim en zo (hydraulisch) glad mogelijk te maken
S
de ingang van de zuigleiding goed te profileren
Men doet er best aan, daar waar mogelijk, de pomp te plaatsen onder het laagste vloeistofpeil in
het zuigreservoir. Zo vermindert men het gevaar voor cavitatie en is men niet genoodzaakt
zelfaanzuigende pompen te voorzien.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
272
5.8.4 Ontwerp van een pompstation
A. Algemeen
Bij het ontwerp van pompstations moet men rekening houden met [BIN, 1998] :
S
de globale kost
S
het energieverbruik
S
gebruiks- en onderhoudsvoorschriften
S
het gevaar op een panne en de gevolgen ervan
S
de veiligheid en de gezondheid van het publiek en het personeel
S
de milieu-impact
S
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 zijn
of explosiegevaar kan opleveren
Gewoonlijk worden de pompen en de motoren opgesteld in een pompenkelder. Het water wordt
verzameld in de ontvangkelder. Omdat het toerental van de pompen en dus hun debiet meestal
constant 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 waterdichte
elektromotor) gebruikt worden, is een pompenkelder overbodig: de pomp is geplaatst in de
ontvangkelder. Wil men het intermitterende karakter van de pompdebieten vermijden
(bijvoorbeeld bij de toevoer naar een RWZI) dan kan men pompen gebruiken met een variabel
toerental. 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 geborgen
volume V [m3] (tussen start- en stoppeil van de pomp) weg te pompen is :
V
tp =
(64)
Q p − Q in
waarbij Qin [m3/s] het in de ontvangkelder instromend debiet is.
De pomp moet minstens gedurende twee minuten draaien, tenzij de pompconstructeur een andere
waarde 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 kleinst
is. Omdat het debiet in een rioolstelsel 's nachts sterk terugvalt, is het een veilige aanname Qin
gelijk te stellen aan nul. Het volume V [m3] en het pompdebiet Qp moeten dus zo
gedimensioneerd worden dat voldaan is aan :
t p, min =
V
≥ 2 min
Qp
of
V ≥ 120 ⋅ Q p
De vullingstijd tv [s] van de kelder (pomp niet in werking) bedraagt :
V
tv =
Q in
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
(65)
(66)
273
De tijdsperiode tussen twee opeenvolgende aanslagen van de pomp, dit is de cyclustijd tc [s],
bedraagt dan :
V
V
tc = tp + tv =
+
(67)
Q p − Q in Q in
Hierbij moet eigenlijk nog de start- en 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 :
4⋅V
t c, min =
(68)
Qp
De tijd tp gedurende dewelke de pomp in werking is en de tijd tv gedurende dewelke de pomp niet
in werking is en het volume V gevuld wordt, zijn dan gelijk. De schakelfrequentie is dan
maximaal.
Indien Qin < Qp / 2, dan is de pomp langer uit en minder lang aan (tp < tv). Indien Qin > Qp / 2 is
de pomp langer aan en minder lang uit (tp < tv). In beide gevallen is de cyclustijd groter dan de
minimale cyclustijd (tc > tc,min).
Men bekomt dus de voorwaarde :
V>
t c, min ⋅ Q p
4
(69)
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) :
waarbij :
V>
900 ⋅ Q p
N
(70)
Voor kleine pompen kiest men tc,min gelijk aan 5, 10, liefst 15 minuten (N = 12, 6, 4). Voor grote
pompen kiest men tc,min gelijk aan 20 minuten (N = 3). Men moet er altijd voor zorgen dat de
waarde die gekozen wordt voor tc,min steeds groter (of N steeds kleiner) is dan de door de
pompconstructeur geleverde minimale (respectievelijk maximale) N-waarde.
Indien een schakeling voorzien is, waardoor twee pompen om beurten in werking treden en in
stand-by staan, kan men tc,min delen door 2.
De gemiddelde verblijftijd van het afvalwater in de ontvangkelder moet kleiner blijven dan
30 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 meerdere
pompen aanwezig zijn, wordt er verwezen naar Berlamont [1997]. Ruwweg kan gesteld worden
dat de benodigde berging voor de tweede pomp V2 gelijk moet zijn aan a V1. Het totaal volume
V wordt dan dus verdeeld als V1 = ¾ V en V2 = ¼ V.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
274
C. Start- en stoppeil
Het startpeil van de pomp is op een afstand V/A boven het stoppeil gelegen, waarin A de
oppervlakte voorstelt van de ontvangkelder. Liefst kiest men het startpeil zodanig dat de stroming
in het riool niet opgestuwd wordt : dit is minimaal onder de kritische hoogte HK van het
toekomend 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 ze
achtereenvolgens aanslaan naarmate het instromend debiet toeneemt. Is Qin groter dan de
capaciteit van de eerste pomp, dan zal het waterpeil in de ontvangkelder blijven stijgen tot een
gekozen hoger startniveau van de tweede pomp bereikt is, enz...
De startpeilen van de verschillende pompen moeten minstens 15 cm uit elkaar liggen om valse
starten 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 cm
onder 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 dus
steeds boven de bovenkant van het pompenhuis.
S
Er een minimum waterdiepte bestaat boven de zuigmond van de pomp, zodat er tijdens de
werking van de pomp geen lucht zou meegezogen worden (trechtervorming).
Deze minimum onderdompeling is functie van de stroomsnelheid in de eerste sectie van
de zuigleiding (zuigmond) [Berlamont, 1997].
In principe kan het stoppeil van de verschillende pompen hetzelfde zijn : ze stoppen als de
ontvangkelder leeg is. Nochtans zal men wanneer de verschillende pompen debiteren in dezelfde
persleiding, om de waterslag in de persleiding te vermijden of te beperken, de tweede pomp laten
stoppen op een iets hoger peil dan de eerste. Indien toch nog gevaar bestaat voor waterslag moet
een 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 reservepomp
aanwezig 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 minstens
twee pompen in een pompstation aanwezig moeten zijn. Door een alternerende werking van beide
pompen te voorzien, worden de individuele pompen minder belast en kan een faling van één van
de twee pompen sneller gedetecteerd worden. Indien er een voldoende buffering is om een
periode te overbruggen die voldoende groot is voor het garanderen van een interventie (zie ook
paragraaf 3.5.3 D) en er een specifiek interventieplan is, kan er eventueel worden afgezien van
het 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 de
vooropgestelde interventietijd het toekomende water te bufferen.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
275
Bij normale werking van de pomp mag het peil in de ontvangkelder de stroming in het opwaartse
DWA-stelsel niet beïnvloeden om bezinking (ten gevolge van opstuwing veroorzaakt door een
te hoog waterpeil in de ontvangkelder) te voorkomen. Het startpeil van de pomp ligt dus onder
het vloeipeil van de laagst gelegen toekomende DWA-leiding.
De keuze van het pompdebiet en het ontwerp van het (afwaartse) DWA-stelsel moet zo gebeuren
dat de voor het zelfreinigend vermogen vereiste schuifspanningen bereikt worden (zie paragraaf
3.2.5).
E. Ontwerp van een pompstation voor gemengd afvalwater
Het ontwerpdebiet bij een gemengd rioolstelsel is 6ADWA14. Vanwege de grote variatie in
toekomend debiet worden vaak meerdere pompen voorzien. Het is van het allergrootste belang
dat men het werkingsgebied van de pompen juist bepaalt en niet enkel met één enkel
werkingspunt rekent. Ook bij een hydrodynamische berekening van het rioolstelsel moet men dit
werkingsgebied zo goed mogelijk in rekening brengen. Ten allen tijde moet het werkingsgebied
van het systeem op de pompcurven gelegen zijn welke begrensd zijn bij hoge en lage
opvoerhoogte (figuur 144b). Om hieraan gevolg te kunnen geven, kan het nodig zijn om de
systeemkarakteristiek 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 opvoerhoogte
wordt bepaald als het verschil tussen het laagste stoppeil van de pompen en het afwaartse
peil (hetzij het midden van de persleiding bij vrije uitstroming, hetzij het waterniveau van
de plaats waar de persleiding onder het waterniveau loost). De maximale statische
opvoerhoogte treedt op bij DWA-condities. Het verpompte debiet is dan minimaal.
S
de minimale statische opvoerhoogte (bij extreme omstandigheden). Dit is de statische
opvoerhoogte als het maximaal peil in de pompput bereikt wordt (bijvoorbeeld drempelpeil
+ dikte overstortende laag). De minimale statische opvoerhoogte wordt bepaald als het
verschil tussen het hoogste waterpeil in de pompput (bijvoorbeeld drempelpeil + dikte
overstortende laag) en het afwaartse peil (hetzij het midden van de persleiding bij vrije
uitstroming, hetzij het waterniveau van de plaats waar de persleiding onder het waterniveau
loost). De minimale statische opvoerhoogte treedt op wanneer het toekomende debiet de
capaciteit van de pompen overschrijdt (bijvoorbeeld bij regenweer of bij faling van één of
meer pompen). Het verpompte debiet is dan maximaal.
Mogelijke opstellingen voor doorvoerpompen worden opgegeven in tabel 37 (hierbij moet niet
enkel 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-by
pompen ingeschakeld worden), kan men ervoor zorgen dat alle pompen ongeveer even lang in
werking zijn en defecten sneller worden opgemerkt.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
276
Tabel 37 : Mogelijke combinaties van pompen.
Doorvoerdebiet
6 DWA14
pompen
in werking
in standby
1 × 6 DWA14
2 × 3 DWA14
4 × 1,5 DWA14
2 × 1,5 DWA14 + 1 × 3 DWA14
1 × 6 DWA14
1 × 3 DWA14
2 × 1,5 DWA14
1 × 3 DWA14
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 het
debiet 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 een
evenwicht tussen punt 1 en punt 3.
S
3 DWA14 < Qin < 6 DWA14 : De eerste pomp draait continu (debiet variërend van Q6 / 2
tot 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 3-4-7-6-2
doorlopen.
S
Qin $ 6 DWA14 : De twee pompen blijven continu draaien. Van zodra de tweede pomp
aanslaat wordt er een debiet Q7 (= 6 DWA14) verpompt. Omdat het inkomend debiet groter
is dan 6 DWA14 zal het peil in de pompput blijven stijgen tot het maximale peil in de
pompput 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 minimale
opvoerhoogte op de pompkarakteristiek gelegen zijn. Werkingspunt 8 moet dus op de
pompkarakteristiek liggen. Ook als één van de twee pompen uitvalt (en de reservepomp
niet start; het nieuwe werkingspunt is dan punt 5) moet het werkingspunt bij minimale
opvoerhoogte op de pompkarakteristiek gelegen zijn.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
277
opvoerhoogte
6
stop 1
1
7
2
stop 2
3
start 1
8
4
start 2
5
debiet
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 hoogte
van overstorten of lozingspunten van een RWA-stelsel moet de nodige berging voorzien worden
om het water te kunnen bufferen zolang een gravitaire afwatering onmogelijk is. Om de nodige
berging te beperken kan men echter één of meerdere pompen voorzien om het overtollige water
alsnog af te kunnen voeren.
5.8.5 Persleidingen
Als het mogelijk is, worden bergen en dalen in het lengteprofiel het best vermeden. Indien de
persleiding 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 genomen
worden [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 snelheid
S
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 vermijden
S
de minimale diameter om obstructies in de persleiding te vermijden. Butler & Davies
[2000] vermelden een minimale diameter van 100 mm.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
278
De nodige minimale schuifspanningen zijn bij DWA-persleidingen 2 N/m2 (1,5 N/m2 indien
versnijdende pompen worden gebruikt; zie paragraaf 3.5) en bij RWA of gemengde persleidingen
3 N/m2 (zie paragraaf 5.5). Deze minimale schuifspanningen dienen gehaald te worden wanneer
het pompstation op maximale capaciteit werkt. Indien dit niet kan bereikt worden met de
normale pompcapaciteit, kan men op regelmatige tijdstippen de reservepomp mee aanschakelen
om een voldoende spoeling te bekomen, op voorwaarde dat dit geen (hydraulische) problemen
geeft (o.a. controle m.b.t. waterslag nodig). In de stijgleidingen worden best hogere
schuifspanningen gehaald.
De septiciteit moet beperkt worden (EN 752-4 [BIN, 1997a]). Butler & Davies [2000] stellen dat
om septiciteit te vermijden het afvalwater niet langer dan twaalf uur in een persleiding mag
aanwezig zijn. Soms kan het nodig zijn om voorzieningen te treffen om zuurstof of oxiderende
chemicaliën 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 schroeven
gevormd 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) :
n=
50
D2 3
(71)
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 het
maximum debiet is het rendement 75 %. Voor kleinere debieten 60 à 70 %.
Vijzelpompen zijn geschikt wanneer water opgevoerd moet worden over een relatief kleine
opvoerhoogte tussen twee punten die (horizontaal) niet ver uit elkaar liggen. De maximale
opvoerhoogte wordt bepaald door de doorbuiging van de as van de schroef. Deze neemt toe met
D en dus met het maximum debiet. De maximale opvoerhoogte zal dus des te kleiner zijn
naarmate het debiet groter is.
Om terugstroming uit het opwaarts reservoir bij stilstand van de pomp te vermijden, kan men
de vijzel laten debiteren boven het afwaarts niveau.
Een Archimedes-schroef is een eenvoudige en bedrijfszekere open constructie, die werkt aan een
laag toerental. Ze is nagenoeg ongevoelig voor verstopping zodat roosters overbodig zijn.
De ontvangkelder kan klein gehouden worden omdat een bergingsvolume overbodig is, vermits
een vijzel elk debiet kleiner dan haar maximum debiet kan verpompen.
Vijzelpompen zijn bijzonder geschikt in vlakke streken, waar de opvoerhoogte te klein is om
centrifugaalpompen toe te passen. In vlakke streken kan het veel economischer zijn in plaats van
een diepe riolering en één centrifugaalpomp, de riolering ondiep te bouwen en verschillende
gemalen, uitgerust met vijzelpompen te voorzien.
Toelichting bij de Code van goede praktijk voor het ontwerp van rioleringssystemen
279

Lage Druk Pompen

to download the PDF file.

Download technical sheet

download bestand

Technische Fiche DucoVent Design (pdf)

Technische fiche MCTH – KCTH

Nakakin Lobbenpompen

Vanaf Nieuwjaar 2015 moeten bepaalde pompen

Duurzame pompen

Mini Blue R - Coolmark B.V.