Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken

departement

Mobiliteit en Openbare Werken

Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken Deelopdracht 1 - LITERATUURSTUDIE BRESGROEIPROCES

706_08c

WL Rapporten

Vlaamse overheid

Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken Deelopdracht 1 - Literatuurstudie bresgroeiproces Van Hoestenberghe, T.; Huygens, M.; Peeters, P.; Mostaert, F.

juni 2010 WL2010R706_08c_rev2_0

FORMULIER: F-WL-PP10-1 Versie 02 GELDIG VANAF: 17/04/2009

Deze publicatie dient als volgt geciteerd te worden:

Van Hoestenberghe, T.; Huygens, M.; Peeters, P.; Mostaert, F. (2010). Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken: Deelopdracht 1 - Literatuurstudie bresgroeiproces. Versie 2_0. WL Rapporten, 706_08c. Waterbouwkundig Laboratorium en Soresma: Antwerpen, België

Waterbouwkundig Laboratorium Flanders Hydraulics Research

Berchemlei 115 B-2140 Antwerpen Tel. +32 (0)3 224 60 35 Fax +32 (0)3 224 60 36 E-mail: [email protected] www.watlab.be

Niets uit deze uitgave mag worden verveelvoudigd en/of openbaar gemaakt door middel van druk, fotokopie, microfilm of op welke andere wijze ook zonder voorafgaandelijke schriftelijke toestemming van de uitgever.


Documentidentificatie Titel:

Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken: Deelopdracht 1 - Literatuurstudie bresgroeiproces

Opdrachtgever:

Waterbouwkundig Laboratorium

Keywords (3-5):

Bresgroei literatuur modellen dijkdoorbraken

Tekst (p.): Bijlagen (p.):

90 / Ja Uitzondering:

Ref.:

WL2010R706_08c_rev2_0

Tabellen (p.): / Figuren (p.): / Opdrachtgever Intern Vlaamse overheid

Vertrouwelijk: Vrijgegeven vanaf Nee

Online beschikbaar

Goedkeuring Auteur Van Hoestenberghe, T.

Revisor Huygens, M.

Projectleider Peeters, P.

Afdelingshoofd Mostaert, F.

Revisies Nr. 1_0 1_1 1_2 2_0

Datum 18/12/2009 15/012010 04/02/2010 28/06/2010

Omschrijving Conceptversie (1296873001rev2) Inhoudelijke revisie (1296873001rev6) Revisie opdrachtgever (1296873001rev7) Definitieve versie (1296873001rev8)

Auteur Van Hoestenberghe, T. Huygens, M. Peeters, P. Van Hoestenberghe, T.; Huygens, M.; Peeters, P.

Abstract In dit rapport worden ‘state-of-the-art’ kennis en inzichten verzameld als referentiekader voor het verdere onderzoek. Eerst worden de verschillende bresgroeiprocessen en -fasen toegelicht. Een opsomming wordt gegeven van historische dijkdoorbraken en uitgevoerde testen op ware grootte. Studies over dijkdoorbraken en bresgroeiprocessen worden besproken. Tenslotte worden de verschillende types bresgroeimodellen vermeld. De meest relevante modellen worden meer in detail besproken.



Inhoudstafel Inhoudstafel.................................................................................................................................................I Lijst van de tabellen ................................................................................................................................. IV Lijst van de figuren .................................................................................................................................... V 1

Inleiding...............................................................................................................................................1

1.1

Objectief studie ...............................................................................................................................1

1.2

Overzicht studie ..............................................................................................................................1

1.3

Opbouw van het rapport .................................................................................................................1

2

Bresgroei proces .................................................................................................................................2

2.1

Definities .........................................................................................................................................2

2.2

Parameters .....................................................................................................................................3

2.3

2.2.1

Algemeen ............................................................................................................................3

2.2.2

Belasting..............................................................................................................................3

2.2.3

Weerstand ...........................................................................................................................3

2.2.4

Sedimenttransport (bij overloop) .........................................................................................5

2.2.5

Erosie (bij overloop).............................................................................................................8

2.2.6

Erosie en sedimenttransport bij piping ..............................................................................16

Fasen bresvorming en bresgroei ..................................................................................................17 2.3.1

Afvoerhydrogram door de bres..........................................................................................17

2.3.2

Bresdimensies ...................................................................................................................20

2.3.3

Bodemeigenschappen.......................................................................................................20

2.3.4

Initiatie en reststerke .........................................................................................................21

2.4

Faalmechanismen.........................................................................................................................21

2.5

Dijktypes .......................................................................................................................................22

3

Overzicht bresgroeistudies ...............................................................................................................24

3.1

Algemeen......................................................................................................................................24

3.2

Bresgroei in zanddijken (Visser) ...................................................................................................24

3.3

Bresgroei in kleidijken (Zhu) .........................................................................................................29

3.4

Comrisk.........................................................................................................................................29

3.5

Safecoast ......................................................................................................................................30

3.6

LTV-O&M ......................................................................................................................................30

Definitieve versie FORMULIER: F-WL-PP10-1 Versie 02 GELDIG VANAF: 17/04/2009

WL2010R706_08c_rev2_0

I


3.7

Cadam ..........................................................................................................................................30

3.8

Rescdam.......................................................................................................................................31

3.9

IMPACT ........................................................................................................................................31

3.10

FLOODSITE..............................................................................................................................32 3.10.1

Golf-geïnduceerd bresgroeimodel .....................................................................................33

3.10.2

Relatie bodemcondities – bresgroei ..................................................................................34

3.10.3

Ontwikkelen HR Breach ....................................................................................................35

3.10.4

Ontwikkelen BRES voor cohesieve gronden.....................................................................36

3.11

MKBA Sigmaplan ......................................................................................................................36

3.12

Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken ........................................36

3.13

Tjechisch onderzoek naar dijkfaling bij overloop.......................................................................37

3.14

ASCE/EWRI Task Committee on Dam/Levee Break Fluvial Processes...................................38

3.15

Toekomst ..................................................................................................................................38

4

Gegevens bresgroei..........................................................................................................................39

4.1

Algemeen......................................................................................................................................39

4.2

Dijkdoorbraken..............................................................................................................................39

4.3

4.2.1

Schaalmodellen .................................................................................................................39

4.2.2

Historische dijkdoorbraken ................................................................................................45

Geotechnisch onderzoek ..............................................................................................................48 4.3.1

IMPACT .............................................................................................................................48

4.3.2

IJkdijk.................................................................................................................................48

4.4

Golfoverslag-simulator ..................................................................................................................50

4.5

Toekomst ......................................................................................................................................51

5

Bresgroeimodellen ............................................................................................................................52

5.1

Algemeen......................................................................................................................................52

5.2

Type modellen ..............................................................................................................................52

5.3

5.2.1

Regressiemodellen............................................................................................................52

5.2.2

Semi-fysische modellen.....................................................................................................54

5.2.3

Fysische modellen.............................................................................................................57

Detailbespreking van fysisch-gebaseerde modellen.....................................................................57 5.3.1

Focus.................................................................................................................................57

5.3.2

DAMBRK- NWS BREACH.................................................................................................58

5.3.3

BRES (Visser/Zhu) ............................................................................................................59


WL2010R706_08c_rev2_0

II


5.4

5.5 6

5.3.4

HR Breach .........................................................................................................................60

5.3.5

FIREBIRD..........................................................................................................................65

5.3.6

SITES ................................................................................................................................65

5.3.7

SIMBA ...............................................................................................................................67

5.3.8

Bresmodel Wu ...................................................................................................................70

5.3.9

RUPRO..............................................................................................................................71

5.3.10

Overzicht bresgroeimodellen.............................................................................................72

Integratie bresgroeimodules in hydrodynamische modellen.........................................................77 5.4.1

Opties voor modelintegratie...............................................................................................77

5.4.2

SOBEK ..............................................................................................................................78

5.4.3

MIKE..................................................................................................................................80

5.4.4

InfoWorks RS ....................................................................................................................82

5.4.5

WINDAM (integratie SIMBA) .............................................................................................82

5.4.6

Flo-2D................................................................................................................................83

5.4.7

CastorDigue (integratie RUPRO) ......................................................................................84

Toekomst ......................................................................................................................................85 Referenties (alfabetisch) ...................................................................................................................86


WL2010R706_08c_rev2_0

III


Lijst van de tabellen Tabel 1 - Bodemerosiecoëfficiënt M en karakteristieken van bodems getest in HR Wallingford (Zhu, 2006) ........................................................................................................................................................11 Tabel 2 - Te onderscheiden fases van Figuur 12, met vermelding van inspectiemethodes en huidige modellerings-mogelijkheden (FLOODSITE).............................................................................................18 Tabel 3 - Samenvatting van de 5 veldtesten ondernomen in kader van IMPACT (FLOODSITE)............40 Tabel 4 - Kenmerken van enkele Nederlandse praktijkproeven (Knoeff en Verheij, 2003) .....................44 Tabel 5 - Aandachtspunten van besproken fysisch-gebaseerde modellen voor bresgroei......................73 Tabel 6 - Rangschikking van enkele bresgroeimodellen volgens oplopende runtijd én complexiteit van het model (FLOODSITE)..........................................................................................................................78


WL2010R706_08c_rev2_0

IV


Lijst van de figuren Figuur 1 – Typedijk in het Sigmagebied (Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, afdeling Zeeschelde) ...............................................................................................................................................5 Figuur 2 – Stromings- en erosieregimes bij overloop (Powledge et al, 1989)............................................6 Figuur 3 – De toename in steilheid van het landtalud wordt verklaard aan de hand van een lineaire toename in capaciteit stroomafwaarts het landtalud (Visser, 1998)...........................................................7 Figuur 4 – Veronderstellingen voor de wiskundige beschrijving van de sedimentstroming nabij de bres (Morris, 2005) .............................................................................................................................................8 Figuur 5 – Ruwe indeling van erosieprocessen in functie van materiaaltype (FLOODSITE)...................10 Figuur 6 – Beschrijving van kliferosiemechanismen in fase II volgens het BRES-model voor kleidijken (Zhu, 2006)...............................................................................................................................................12 Figuur 7 – Beschrijving van kliferosiemechanismen in fase III volgens het BRES-model voor kleidijken (Zhu, 2006)...............................................................................................................................................13 Figuur 8 – Stromingspatroon over de klif met erosie door de duikende jetstroom tijdens test ‘T4’ (Zhu, 2006) ........................................................................................................................................................13 Figuur 9 – Net voor het moment van hellingsinstabiliteit tijdens test ‘T4’, TUDelft (Zhu, 2006)................14 Figuur 10 – Door hellingsinstabiliteit is in een periode van 1 minuut tijd een aanzienlijk deel van het dijklichaam weggespoeld tijdens test ‘T4’ (Zhu, 2006) .............................................................................14 Figuur 11 – Modelleren van het opwaarts voortschrijden van de klif (IMDC, Safecoast, 2006)...............15 Figuur 12 – Algemene voorstelling van het hydrogram ten gevolge van bresgroei (FLOODSITE) .........17 Figuur 13 – Schematische illustratie van bresgroei in zanddijk (Visser, 1998) ........................................25 Figuur 14 – Bresgroei in fases IV en V wanneer vertikale erosie aan de bresinlaat wordt gereduceerd door een teenversterking aan de buitentalud van de dijk (Type A bres) (Visser, 1998) ..........................27 Figuur 15 – Erosie binnentalud in fases I, II en III indien ln < L < la (Visser, 1998)..................................27 Figuur 16 – Erosie binnentalud indien L > la (Visser, 1998) .....................................................................28 Figuur 17 – Erosie binnentalud indien L >> la (Visser, 1998) ...................................................................28 Figuur 18 – Vorming van een ‘boogvormige’ drempel voor de bresopening, voorgesteld door streepjeslijn (FLOODSITE) ......................................................................................................................32 Figuur 19 – Onderzoek omtrent risicotrajecten, georganiseerd binnen de taken 4 tot 8 van FLOODSITE. De taaknummers worden vermeld in de figuur. Taak 6 behandelt bresinitiatie en bresgroei (FLOODSITE). E(D) staat voor ‘Expected Damages’, ‘Pfc ‘ staat voor ‘Predicted Flood Risk”, ‘jpdf’ staat voor ‘joint probability density function’......................................................................................................33 Figuur 20 – Natuurlijke oorzaken die kunnen leiden tot dijkbreuk (D’Eliso, 2007) ...................................34 Figuur 21 – Bodemverlies (links) en vertikale of ondergraven zijkanten van de bres (rechts) (IMPACT) 35 Figuur 22 – Voorbeeld van mogelijke zonering die in het bresvormingmodel werd ingebouwd, met meer flexibiliteit tot gevolg om echte dijklichamen van verschillende opbouw of geometrie voor te stellen


WL2010R706_08c_rev2_0

V


(FLOODSITE) ..........................................................................................................................................35 Figuur 23 – Enkele beelden die het verloop van de bresgroei voor IMPACT-test1-02 weergegeven (FLOODSITE) ..........................................................................................................................................40 Figuur 24 – Overzicht tijdens de groei van de bres tijdens test T12 van de IMPACT labotesten (FLOODSITE) ..........................................................................................................................................41 Figuur 25 – Verdieping van de bresbodem tijdens fase 3 en 4 – zicht op het landtalud. De tijd weergegeven start vanaf het begin van fase 3 (FLOODSITE).................................................................42 Figuur 26 – Toename in bresbreedte gemeten tijdens één van beide Zwin’94-experimenten voor een zanddijk (Visser, 1998).............................................................................................................................43 Figuur 27 – Typische testdijk van de HERU-unit van de USDA-ARS met verschillende fases van kliferosie (FLOODSITE) ...........................................................................................................................45 Figuur 28– dijkdoorbraak van de Zeeschelde te Moerzeke, januari 1976 ...............................................46 Figuur 29– overzicht van de bressen in de Rupel en de Zeeschelde in januari 1976..............................47 Figuur 30 – Doorgebroken ijkdijk (Stichting Ijkdijk) ..................................................................................49 Figuur 31 – Deformatie tijdserie een uur voor het bezwijken van de dijk tot 10 minuten na doorbraak van de dijk. De kleurenschaal is verruimd naar ±20 cm. De figuren geven de vormverandering aan ten opzicht van de eerste scan (Stichting Ijkdijk). ..........................................................................................49 Figuur 32 – Beelden van een golfoverslagproef op een zeedijk te Delfzijl (Golfoverslagproeven Zeeuwse Zeedijken, Factual Report, 2008) .............................................................................................................51 Figuur 33 – Van der Knaap formules en wortelfuncties gebruikt binnen SOBEK. De data van dijkbreuken waaraan de vergelijking is gefit wordt eveneens in de figuur weergegeven (Verheij, 2003)....................56 Figuur 34 – Abstracte voorstelling hoe in NWS Breach de verschillende bresstadia elkaar opvolgen na overloop van een dam of dijk (Terjal et al, 2009). ....................................................................................59 Figuur 35 – HR BREACH scherm dat de bresontwikkeling, de overstromingspeilen en de stroming toont (FLOODSITE) ..........................................................................................................................................61 Figuur 36 – Verdeling van het dijkprofiel in stromingssecties (FLOODSITE) ..........................................61 Figuur 37 – High level process chart voor een HR BREACH model simulatie (FLOODSITE).................62 Figuur 38 – Een bres aangegeven met dikke lijn, en eenheden van definitie (handleiding Infoworks RS, 2009) ........................................................................................................................................................63 Figuur 39 – Zones in het HR BREACH model ter simulatie van een reële dijk (FLOODSITE) ................64 Figuur 40 – Illustratie van de verschillende fasen van het SIMBA-model (Terjal et al, 2009) ..................68 Figuur 41 – referentiestelsel en hellingshoeken voor tabel 5 (FLOODSITE) ...........................................72 Figuur 42 – Dijkdoorbraak vanuit 1D gemodelleerde rivier (Asselman et al., 2007) ................................79 Figuur 43 – Dijkdoorbraak vanuit 2D gemodelleerde rivier, meer of zee (stroming van links naar rechts) (Asselman et al., 2007) ............................................................................................................................79 Figuur 44 – Bresgroei modellering in SOBEK (Asselman et al., 2007) ....................................................79 Figuur 45 – Levee Fragility Curves voor de Sacramento rivierdijken, USA. (Tetra Tech Technical note) .................................................................................................................................................................84


WL2010R706_08c_rev2_0

VI


1 1.1

Inleiding Objectief studie

Het Waterbouwkundig Laboratorium en de Afdeling Geotechniek verrichten methodologisch onderzoek naar de bresgevoeligheid van Vlaamse dijken. Aftastende (geotechnische) stabiliteitsberekeningen binnen de studie ‘Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse (winter)dijken’ verschaften inzicht in het belang van bepaalde parameters mbt. het beschouwde faalmechanisme. Een op de Vlaamse situatie toegespitste methodologie werd opgesteld die toelaat zwakke schakels in de Vlaamse dijken te identificeren. Onderhavige studie vormt een vervolg en tracht een antwoord te geven op hoe snel en met welke dimensies een evt. bres zal groeien. De studie ‘Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken’ omvat een grondige analyse van het bresgroeiproces en het opstellen van fysisch of empirisch bepaalde parameters voor bresgroeimodellen voor rivierdijken van de Vlaamse waterwegen. Bij de toetsing van de modellen en het bepalen van de parameters wordt maximaal gezocht naar de toepassing er van binnen de schade- en risicoberekeningen van het Waterbouwkundig Laboratorium.

1.2

Overzicht studie

De studie wordt opgesplitst in 3 deelopdrachten. Voor de eerste deelopdracht zullen de meest relevante aspecten van bresgroei, dijkdoorbraken en modellen worden gedestilleerd uit de beschikbare literatuur. ‘State-of-the-art’ kennis en inzichten worden verzameld als referentiekader voor het verdere onderzoek. Deelopdracht 2 moet leiden tot een overzicht van de verschillende types Vlaamse rivierdijken en bijhorende mogelijke faalmechanismen en ontwikkelingsstadia van de bresgroei. Per bresgroeimodel wordt nagegaan voor welk dijktype en bij welke faalmechanismen dit model van toepassing kan zijn en wat de mogelijke beperkingen van het model zijn. In deelopdracht 3 wordt beoordeeld welke modellen al dan niet geschikt zijn om een realistische inschatting te kunnen maken van de bresgroei bij verschillende types rivierdijken en faalmechanismen die langs de beschouwde Vlaamse rivierdijken optreden. Voor de verschillende bresgroeimodellen worden de bijhorende parameters bepaald die nodig zijn om de bresgroei te kunnen begroten en numeriek te simuleren.

1.3

Opbouw van het rapport

In deelopdracht 1 worden in eerste instantie de verschillende parameters en fasen bij bresvorming toegelicht. Uitgevoerde studies over bresgroeiprocessen worden besproken. Daarnaast wordt een opsomming gegeven van enkele historische dijkdoorbraken en uitgevoerde testen op ware grootte. Tenslotte worden de bresgroeimodellen beschreven die het meest beloftevol zijn voor implementatie in numerieke modellen.


WL2010R706_08c_rev2_0

1


Bresgroei proces

2 2.1

Definities

Het ontstaan van een bres is niet hetzelfde als het falen van een dijk. Het falen van de waterkerende functie van de dijk kan omschreven worden als ‘het niet kunnen vervullen van de waterkerende functie op het ogenblik dat daar aanspraak op wordt gemaakt (Knoeff & Verheij, 2003). Dit kan tot stand komen doordat of de te keren waterstand hoger is dan die waarop de hoogte van de waterkering berekend is (maar waarbij geen dijkdoorbraak ontstaat), of als gevolg van een bres in de dijk. Onderstaande definities in Nederlandstalige literatuur worden door Knoeff (Knoeff en Verheij, 2003) gegeven: • • •

•

Dijkdoorbraak: ‘het ontstaan van een zodanige verlaging van de kruin van de dijk dat (bij aanhoudende waterstand) bresgroei wordt geïnitieerd.’ Bresgroei: ‘het proces van erosie van de dijk, beginnend met een initiële kruinverlaging, waarbij een stroomgat wordt gevormd.’ Bezwijkmechanisme of faalmechanisme: ‘breuk, vormverandering, verlies van samenhang of schade aan onderdelen van de dijk, als gevolg van belastingen die de sterkte overtreffen, waardoor de capaciteit om water te keren nadelig kan worden beïnvloed’. Reststerkte van een dijk (na optreden van een faalmechanisme): ‘de restcapaciteit om de waterkerende functie waarop aanspraak wordt gemaakt te vervullen na optreden van een faalmechanisme’.

In het FLOODSITE project “Language of Risk Report” (Gouldby & Samuels, 2009) geeft men als definitie van faling van een dijk “the Inability to achieve a defined performance threshold (response given loading)” of het onvermogen om een grens van gedefinieerde performantie te bereiken voor een bepaalde belasting. In de context van bresgroeimodellering, wordt dijkfalen beschouwd als er ongecontroleerd en in toenemende mate water over of door de dijk stroomt, en dit door erosieprocessen of structureel falen van de dijk. Een bres kan overal plaatsvinden waar een dijk of structuur wordt gebruikt voor het bergen van water. Bresgroeiprocessen kunnen betrekking hebben op elke fase van erosie of faling tijdens initiële sijpeling tot complete faling van de dijk. Maar een ‘bres’ slaat typisch op een faling die is voorgekomen en die leidt tot een gat in de dijk of rivierversterking. Het onderscheid tussen bresinitiatie en bresgroei kan verschillen volgens literatuurbronnen of bresgroeimodellen en is bijgevolg niet altijd duidelijk. Zo wordt in het bresgroeiproces soms onderscheid gemaakt tussen bresvorming (vanaf het begin van een gat in de dijk in contact met het reservoir totdat de verticale erosie is gefinaliseerd) en bresgroei (vanaf laterale erosie begint). In dit rapport wordt de definitie van bresgroei door Knoeff & Verheij (2003) gevolgd en begint de bres te groeien van zodra de kruin verlaagt en een stroomgat wordt gevormd. Alle processen die daaraan voorafgaan, worden gerekend tot de bresinitiatie. Verder in dit rapport zal blijken dat bij sommige bresinitiatieprocessen de kruin al – zij het in geringe mate – kan verlagen. In dit rapport begint bresgroei van zodra de kruin van de dijk significant verlaagt en het water versneld over de dijk begint te lopen. Het groeien van de bres wordt bijgevolg veroorzaakt door overloopprocessen nl. erosie en geomechanische of geotechnische processen. Piping vormt hierop een uitzondering, gezien het water niet over de kruin van de dijk loopt. Bresgroei begint bij piping van zodra een doorgaande ‘pipe’ gevormd is en dit kanaal (of kanalen) verder erodeert (ruimen). Eenmaal het piping-kanaal is ingestort en zo een kruinverlaging is veroorzaakt, wordt het vervolg beschreven door overloop-processen.


WL2010R706_08c_rev2_0

2


2.2

Parameters

2.2.1

Algemeen

Verschillende factoren kunnen de snelheid en grootte van bresgroei bepalen. De belangrijkste factoren zijn structuurkenmerken van de dijk (kruinbreedte, voetbreedte, dijkhoogte, bekledingsdikte, helling taluds, enzovoort) en de hydraulische belasting (waterpeil, stroming, golven). Andere factoren met een significante invloed op mogelijke bresgroei zijn onder meer de kwaliteit van constructie, het materiaaltype en de onderhoudstoestand van het dijksegment. In hoeverre een bres wordt geïnitieerd, of een bres verder groeit na initiatie, wordt bepaald door de afweging van belasting en weerstand op de dijk. Belasting en weerstand worden summier behandeld in dit rapport, aangezien zij uitgebreider (per faalmechanisme) aan bod zullen komen in een volgende deelopdracht. In het kader van recent uitgevoerde projecten, zoals de EU-projecten ‘IMPACT’ en ‘FLOODSITE’ (§ 3.8 en § 3.10) is gebleken dat de erodeerbaarheid van de dijklagen een cruciale factor is voor bresinitiatie en bresgroei. Het stromingsregime ter hoogte van de bres bepaalt in belangrijke mate de ontwikkeling van de bres ten gevolge van erosie- en sedimenttransportprocessen. In § 2.2.4 wordt dieper ingegaan op de erosie- en sedimenttransportprocessen. 2.2.2

Belasting

De belasting voor dijken bestaat steeds uit een hydraulische belasting of een afgeleide van de hydraulische belasting. Rivierdijken kunnen daarbij onderhevig zijn aan wisselende belasting door variërend waterpeil en stroomsnelheden. De variatie in belasting is over het algemeen echter kleiner dan bij zeedijken, doordat de golfimpact meestal veel kleiner is. De duur van de belasting daarentegen is vaak langer bij rivierdijken dan bij zeedijken. Ook zijn de hydraulische krachten eerder parallel aan rivierdijken dan normaal op de dijk gericht zoals het geval is bij kustdijken. De belasting bij bresgroei zal vooral bestaan uit stromingskrachten: • •

stroming langsheen het dijksegment overloop (continu) en overslag (discontinu) over de dijk met geleidelijke erosie als gevolg

Daarnaast kunnen in mindere mate ook waterdrukken van belang zijn in het bresgroeiproces, maar dit wordt meestal niet in rekening gebracht in de bresgroeimodellen. Golfoverslag wordt niet in rekening gebracht. Eenmaal de bres groeit, wordt voor rivierdijken verondersteld dat de belasting afkomstig van golfoverslag klein zal zijn in vergelijking met de belasting afkomstig van overloop. Voor zeedijken kan de belasting van golfoverslag een stuk groter zijn dan voor rivierdijken. 2.2.3

Weerstand

De sterkte van het dijksegment bepaalt de weerstand tegen bresinitiatie en bresgroei. De weerstand wordt voornamelijk bepaald door de dijkdimensies en grondkarakteristieken. Meest relevante geometrische parameters voor het groeien van de bres zijn volgens Knoeff & Verheij (2003): • • • • • •

kruinbreedte kruinhoogte helling en hoogte binnentalud helling en hoogte buitentalud peilen terrein en bedding peilen en dimensies bermen

Wat betreft grondkarakteristieken, zijn de meest relevante parameters voor de verschillende grondlagen in kader van bresgroei als volgt in te delen: • • • • • •

volumegewicht (ook als belasting te beschouwen) schuifweerstandkarakteristieken vervormingsgedrag doorlatendheid cohesie hoek van inwendige wrijving


WL2010R706_08c_rev2_0

3


Zoals omschreven in § 2.1 zijn voor bresgroei enerszijds de processen van erosie van het landtalud (van het restprofiel) en anderszijds piping-processen relevant. Weerstandsparameters voor bresgroei door erosieprocessen zijn: • • • • • •

materiaaltype kernlichaam van de dijk [ook de erosie door het kernlichaam van de dijk wordt beschouwd] het type van de bekleding: gras, betonplaat, schanskorven, steenbestorting, … de dimensies van de bekleding de aanwezigheid en de dikte van een afdekkende kleilaag helling van het talud kruinbreedte en voetbreedte van de dijk

Uit de waarden van types, diktes en dimensies kunnen dan de karakteristieken afgeleid worden (schuifweerstand, vervorming, enzovoort). Het materiaaltype van de dijkkern is in Vlaanderen vaak niet gekend. SIGMA dijken bestaan over het algemeen uit zand (afgedekt met een kleilaag van 0.8 m). Dat is echter de typesectie die in de praktijk niet steeds werd gevolgd. Bovendien zit in de zanddijk vaak nog een oude dijkkern van klei of leem (de zogenaamde kloosterdijken). Dijken werden vroeger immers meestal opgebouwd uit het ter plaatse gevonden materiaal (Morris et al., 2009a). Het materiaal van de dijkkern wordt dus best geschat op basis van ‘expert judgment’ waarbij er echter rekening mee wordt gehouden dat er een grote onzekerheid op bestaat. Het type van de bekleding is in Vlaanderen meestal gras, dat matig tot slecht erosiebestendig is. De dimensies van de bekleding (sortering van de breuksteen, dikte van de betonplaat, …) zijn over het algemeen niet gekend. Over het algemeen is er geen afdekkende kleilaag aanwezig, behalve voor de Sigmadijken (IMDC, 2009). De beschikbare informatie omtrent deze weerstandsparameters, inclusief taludhellingen en dijkbreedtes, zijn onlangs samengevat in de studie ‘Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken (IMDC, 2009)’. Weerstandsparameters voor bresgroei door pipingprocessen zijn: • • •

de breedte van de dijk ter hoogte van de teen de aanwezigheid van grof zand net onder de dijk de dikte van de afdekkende kleilaag op het maaiveld

Of er al dan niet een (dunne) zandlaag onder de dijk aanwezig is, is meestal niet bekend. Op basis van de geologische karakteristieken van het gebied zou hiervoor een oordeel geveld kunnen worden (‘expert judgment’) (Knoeff & Verheij 2003). De focus van het huidig onderzoek omtrent bresinitiatie en bresgroei ligt op homogene dijkstructuren. In de FLOODSITE-rapporten, die anno 2010 de ‘state-of-the-art’ in bresgroei weergeven, wordt aangegeven dat de huidige mogelijkheden om bresgroei te simuleren in termen van bodemerosie gelimiteerd is tot vrij eenvoudige structuren, zoals een homogeen dijklichaam bedekt met gras. De design van een homogene dijk kan echter sterk verschillen tussen landen of zelfs binnen één land. Behalve het kernmateriaal, dat lokaal sterk kan verschillen, zijn er op nationaal niveau significante verschillen in fundamenteel dijkdesign (en ontwerptradities). Zo zijn kustdijken in Nederland en Duitsland typisch opgebouwd met een zandkern met daarboven een kleiige toplaag. In de UK zijn de kernen van kustdijken typisch opgebouwd uit lokale cohesieve materialen met een grasbekleding. Daarnaast zijn er vaak extra beschermingsmaatregelen getroffen tegen erosie, zoals het lokaal gebruik van damwanden, extra bekledingslaag, enz. In Figuur 1 wordt ter illustratie het typeprofiel weergegeven van de Sigmadijken langsheen Zeeschelde (afwaarts Schoonaardebrug) en Rupel.


WL2010R706_08c_rev2_0

4


Figuur 1 – Typedijk in het Sigmagebied (Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, afdeling Zeeschelde)

Dijken kunnen variëren in opbouw van kleine homogene structuren tot meerlagige systemen, vaak met een kleikern. Bresgroeiprocessen voor een dijk opgebouwd uit meerdere lagen met verschillende weerstand op het bresgroeiproces zullen een combinatie zijn van oppervlakte-erosie, kliferosie en instabiliteitsprocessen. Het aanwezige ‘grond’type of materiaaltype is zeer bepalend voor de bresgroeiprocessen, zowel voor het dijklichaam als voor de ondergrond onder de dijk (zie § 2.2.4). 2.2.4

Sedimenttransport (bij overloop)

De meeste damdoorbraakmodellen simuleren de erosie m.b.v. uitdrukkingen gebaseerd op data m.b.t. sedimenttransport in rivieren. Bij gebrek aan beschikbare fysische proceskennis is aanvankelijk teruggegrepen naar deze gekende transportformules als vertrekbasis. Recent zijn er ook modellen ontwikkeld op basis van de beschrijving van de feitelijke erosieprocessen (zie Hoofdstuk 5). Een aantal aspecten van sedimenttransportprocessen belangrijk voor bresgroei wordt hieronder beschreven. Stromingsregimes Het hydrogram doorheen een bres kan als een typisch voorbeeld van niet-stationaire open channel flow beschreven worden (Visser,1998). Experimentele en veldwaarnemingen hebben daarnaast aangegeven dat stroming over en door een bres kan beschreven worden d.m.v. de hoogte-afvoerrelatie van een overlaat met brede kruin (Pugh, 1985) :

u = α 1 ( H − Z ) β1

[vergelijking 1]

waarin de volgende grootheden voorkomen: • • • •

u: stroomsnelheid (m/s) of debiet (m³/s); α1, β1 : empirische coëfficiënten; H: hoogte van het opwaartse waterpeil boven de kruin van de dijk (m); Z : bresbodempeil vanaf het referentiepeil (m).

Powledge et al (1989) beschrijft drie erosiezones gekoppeld aan hydraulische stromingsregimes m.b.t. de overloop van dijken (zie Figuur 2). Deze beschrijving van stromingsregimes wordt onder meer gebruikt door het HR Breach model.


WL2010R706_08c_rev2_0

5


Figuur 2 – Stromings- en erosieregimes bij overloop (Powledge et al, 1989)

In de subkritische stromingszone ter plaatse van de kruin, zijn de energiegradiënten, snelheden en schuifkrachten relatief laag en zal erosie enkel gebeuren indien het kruinmateriaal gemakkelijk erodeerbaar is. Een overgang naar superkritische stroming vindt plaats in het afwaartse gedeelte van de kruin. Energiegradiënten en schuifspanningen zijn groter in deze zone en erosie wordt soms waargenomen ter plaatse van de knik aan de afwaartse zijde van de kruin. De derde erosie-zone (superkritische stroming) is de afwaartse zijde van de dijk waar de stroming versnelt tot uniforme stromingscondities bereikt worden. Schuifspanningen zijn zeer hoog en wijzigingen in helling of oppervlakte-discontinuïteiten kunnen spanningen concentreren en erosie initiëren. Erosie kan geïnitieerd worden op elk punt van het talud, maar de teen van de dijk is -volgens Powledge de meest gangbare locatie voor de initiatie van erosie. Bij het SIMBA-model (§ 5.3.7) wordt de klif echter gevormd aan het meest opwaartse punt van het landtalud. Fyisch-gebaseerde modellen die de bresgroei doorheen verschillende secties simuleren (bvb HR Breach), berekenen meestal het debiet door de bres met overlaatvergelijkingen. Waterpeil en snelheid kunnen ter hoogte van de kritische sectie rechtstreeks afgeleid worden uit het overlaatdebiet. Peil en snelheid open afwaarts van de kritische sectie worden afgeleid aan de hand van niet-uniforme stromingsvergelijkingen (Chow, 1986) (bvb HR Breach) of aan de hand van de aanname van uniforme stroming (NWS Breach, SIMBA). Een aantal modellen ligt hier tussenin (bvb BRES): zij gaan uit van een overgang van niet-uniforme naar uniforme stroming langsheen het talud. Sedimenttransport-vergelijkingen Veel bestaande bresgroeimodellen simuleren de erosie m.b.v. uitdrukkingen afgeleid en gevalideerd voor het beschrijven van sedimenttransport in rivieren. Bij gebrek aan beschikbare fysische proceskennis is aanvankelijk teruggegrepen naar deze gekende transportformules als vertrekbasis. Het is echter voorbarig te veronderstellen dat de erosieprocessen van bresgroei op dezelfde manier kunnen beschreven worden als het morfologisch modelleren van sedimenttransport in rivieren. Immers, bresgroei omvat dynamische, niet-stationaire processen, terwijl voor het morfologisch riviermodelleren lange termijn-gemiddelde processen domineren. Recent zijn er dan ook modellen ontwikkeld op basis van de beschrijving van de feitelijke erosieprocessen (zie § 5). Om de aangewezen sedimenttransportvergelijkingen te kunnen selecteren voor het beschrijven van bresgroei, is het nuttig dieper in te gaan op de meest gebruikte sedimenttransportvergelijkingen voor bresgroei. Visser (1998) geeft aan dat tijdens praktisch gans het bresgroei-erosieproces het suspensietransport veel belangrijker is dan het bedload-transport. Vele beschikbare numerieke damdoorbraakmodellen zijn echter gebaseerd op bed-load type erosie formules waarin onderstellingen vervat zijn m.b.t. een gradueel variërende stroming en relatief grote stromingsdieptes in vergelijking met de ruwheidselementen. Deze formuleringen kunnen geschikt zijn voor sommige stadia van het bresvormingsproces, maar zijn niet consistent met de fysische processen van het bresvormingsproces


WL2010R706_08c_rev2_0

6


zoals waargenomen in-situ en in laboratoria. De huidige sedimenttransportformules zijn daarbij slechts geldig tot snelheden van 2 m/s, terwijl bresgroeisnelheden kunnen oplopen tot ruim 10 m/s. In de nabije toekomst worden nieuwe sedimenttransportformules verwacht die ook voor bresgroeisnelheden (tot ruim 10 m/s) gevalideerd zijn (Visser en Verheij, 2009). De meeste sedimenttransportvergelijkingen berekenen de transportcapaciteit van sedimenttransport. De sedimenttransportcapaciteit is de hoeveelheid sediment die de stroming kan transporteren in evenwichtstoestand. Indien de stroming de sedimenttransportcapaciteit heeft bereikt, zal er geen erosie of depositie plaatsvinden. Indien de stroming minder sediment transporteert dan de sedimenttransportcapaciteit, dan zal er erosie van de bedding plaatsvinden. Indien de stroming meer sediment transporteert dan de sedimenttransportcapaciteit, dan zal er sedimentdepositie plaatsvinden. Gekende voorbeelden zijn de vergelijkingen van Meyer-Peter en Müller, Engelund/Hansen (1967), Bagnold, Smart en Bagnold (ook voor niet-uniform materiaal), Zanke en Bagnold en de vergelijking van Van Rijn (1984a, 1984b),. De meest bepalende parameters in dergelijke vergelijkingen zijn de stroomsnelheid, de partikelgrootte en de wrijvingscoëfficiënt. Capaciteitsvergelijkingen bestaan er voor bodemtransport, suspensietransport en voor totaal sedimenttransport. Verschillende bresgroeimodellen (BRES, NWS Breach, DEICH_N2, BEED) gebruiken verschillende vergelijkingen (of combinaties) m.b.t. het sedimenttransport: De meeste bresgroeimodellen gaan ervan uit dat de sedimenttransportcapaciteit onmiddellijk bereikt is, m.a.w. er is onmiddellijk een evenwichtstoestand van sedimenttransport. Een aantal modellen nl. BRES (§ 5.3.3) en Wu (§ 5.3.8) gaan uit van een geleidelijke toename in sedimenttransportcapaciteit langs het landtalud. Het sedimenttransport-concept van het BRES-model wordt kort uiteengezet, het concept van Wu is hier een vereenvoudiging van. In de eerste fasen van het BRES-model verklaart Visser (1998) de toename in steilheid van het landtalud aan de hand van een lineaire toename in capaciteit stroomafwaarts het landtalud, volgens het model van Galappatti (1983). Tot x = ln neemt de stroomsnelheid toe, waardoor ook de sedimenttransportcapaciteit en erosie toenemen. Door toenemende erosie wordt de helling van het talud steiler. Ter hoogte van x = ln worden eenparige stromingscondities bereikt, waardoor de stroomsnelheid vanaf dat punt gelijk blijft. Vanaf dat punt zal ook de sedimenttransportcapaciteit en de erosie gelijk blijven, waardoor de helling van het talud vanaf dat punt onveranderd blijft. Ter hoogte van x = la is de sedimenttransportcapaciteit bereikt, waardoor stroomgafwaarts van dit punt de erosie vermindert en een drempel wordt gevormd. Deze drempel zal door verhoogde turbulentie met enige vertraging ook eroderen. Dit wordt voorgesteld in Figuur 3, voor het geval dat de hellingslengte L kleiner is dan la. De andere mogelijkheden (L
Figuur 3 – De toename in steilheid van het landtalud wordt verklaard aan de hand van een lineaire toename in capaciteit stroomafwaarts het landtalud (Visser, 1998)


WL2010R706_08c_rev2_0

7


Daarnaast zijn er ook erosie/depositie-formuleringen, waarvan de evenwichtsvergelijking van Mastbergen en Winterwerp (1987) het meest gekende voorbeeld is. Hierbij worden de erosie- en sedimentatiehoeveelheden met verschillende (empirische) formules berekend. De netto erosie of sedimentatie wordt dan bekomen door het verschil te maken tussen beide hoeveelheden. In kader van het IMPACT-project worden een aantal aspecten van sedimentstromingen van dijkbreukgerelateerde wassen besproken (Morris, 2002). Te vermelden waard in kader van deze studie is dat de sedimentstroming in het golffront van de dijkbreuk weinig verschilt van een uniforme stroming (Morris, 2005). Achter het golffront is de stroming veel complexer. Als meest beloftevolle methode om de sedimenttransportprocessen nabij de bres te beschrijven wordt de drielaags-methode (Figuur 4) genoemd. Drie zones worden gedefinieerd: upper layer (hw) als helder water, terwijl de ‘lower layers’ samengesteld zijn uit een mengeling van water en sediment. De bovenste laag van de ‘low layers’ (hs) is in beweging, in tegenstelling tot de onderste laag. In kader van de ‘shallow-water‘ benadering, kunnen continuïteit van zowel sedimenten als de mengeling behouden blijven, alsook de beweging via de veronderstelling van een hydrostatische drukverdeling in de bewegende delen (geen verticale beweging tussen de lagen).

Figuur 4 – Veronderstellingen voor de wiskundige beschrijving van de sedimentstroming nabij de bres (Morris, 2005)

2.2.5

Erosie (bij overloop)

Als alternatief voor de sedimenttransportvergelijkingen gebaseerd op de transportcapaciteit wordt voor bresgroeimodellering hoe langer hoe meer gebruik gemaakt van bodemerosievergelijkingen. Deze benadering is meer consistent met geobserveerde fysische processen (Morris et al., 2009b). Recent zijn er aantal modellen verschenen die bresgroei simuleren door gebruik te maken van bodemerosieparameters in plaats van sedimenttransportvergelijkingen, wat hen onderscheidt van andere bresgroeimodellen. Deze modellen worden aanzien als de meest beloftevolle modellen voor het accuraat simuleren van bresgroei (Morris et al., 2009b).De drie modellen zijn SIMBA, HR-BREACH en FIREBIRD BREACH, en worden verder besproken in § 5.3. In essentie zijn de bodemerosievergelijkingen empirische vergelijkingen die de erosiesnelheid per tijdseenheid beschrijven. Het gebruik van dergelijke vergelijkingen heeft 2 grote voordelen voor het simuleren van bresgroei: • •

het dynamische karakter van erosieprocessen kan weergegeven worden, in plaats van evenwichtsvergelijkingen de erosiecoëfficiënt (‘M’, zie vergelijking [2]) kan de (variatie in) bodemeigenschappen belangrijk voor bresgroei weergegeven.

Nadeel is dat, gezien het empirisch karakter van de vergelijkingen, er waarden moeten gevonden worden voor de erosiecoëfficiënt M. Vooral de USDA tracht consistente meetmethodes te vinden om deze waarden te bepalen (zie § ‘Meetmethodes USDA-HERU’). De meeste modellen besproken in § 5 gebruiken minstens gedeeltelijk een aantal bodemerosievergelijkingen: BRES, HR Breach, SITES en SIMBA. In verschillende recente bresgroeistudies (Morris en Hassan, 2005a; Hanson en Hunt, 2007; Zhu, 2006), , wordt de beschrijving van de erosiesnelheid van het dijkmateriaal door het water als één van de cruciale factoren in bresgroeimodellering omschreven. De erodeerbaarheid van de bodem reflecteert


WL2010R706_08c_rev2_0

8


immers vastgesteld tijdens het IMPACT project (Vaskinn et al., 2004a) dat de bresgroeisnelheid van cohesieve gronden sneller was dan van niet-cohesieve gronden, terwijl men eigenlijk vanuit de geotechniek net het omgekeerde had verwacht. Dit was voornamelijk te wijten aan compactie en vochtgehalte van de testdijken. De zanddijk was sterk gecompacteerd, en de kleidijk had een zeer hoog vochtgehalte. De analyse van de IMPACT-testdata in kader van het FLOODSITE-project (Hassan en Morris, 2008) heeft geleid tot een aantal conclusies met betrekking tot de erosiviteit van het dijklichaam: • •

• • • • • •

Er zijn 2 types erosieprocessen: kliferosie (‘headcut erosion’) en oppervlakte-erosie (‘surface erosion’) Welke factoren bepalen of kliferosie dan wel oppervlakte-erosie voorkomt is onduidelijk, maar deze factoren lijken gecorreleerd met bodemtype (cohesief of niet-cohesief), bodemsterkte en erosieweerstand welke op hun beurt afhangen van de compactie (consistentie voor cohesieve bodems en pakkingsdichtheid voor niet-cohesieve bodems), vochtgehalte, … . Het type erosie bepaalt eveneens het breshydrogram De meeste erosieprocessen gebeuren tegelijkertijd op eender welk moment tijdens bresgroei Bodemverlies (‘soil wasting’) door het eroderen van ganse bodemblokken (‘block failure’) lijkt een significant fysisch proces te zijn voor bresinitiatie en bresgroei Erosie en sediment transport gebeurt niet uniform of stationair. Hoog-energetische stromingen kunnen bijvoorbeeld zeer snel bodemblokken verwijderen die in de bres vallen De reactie van de dijkstructuur op bresformatie lijkt te bepalen waar ‘block failure’ zal gebeuren door de vorming van spanningsscheuren (‘tension cracks’). De grootte van de te eroderen bodemblokken lijkt de dijkgeometrie te volgen. Er kunnen blokken in een zeer korte tijdspanne geërodeerd worden die even breed en hoog zijn als de dijkkruin, landen rivertaluds inbegrepen

De meeste erosieprocessen kunnen onderverdeeld worden in oppervlakte- en kliferosieprocessen. Oppervlakte- en kliferosieprocessen worden beide geïnduceerd door de stroming over een dijksegment of dam. De mate waarin deze processen voorkomen, hangt sterk af van het type sediment. In het algemeen kan sediment worden ingedeeld in cohesief en niet-cohesief sediment. De erosie van nietcohesief sediment is voornamelijk afhankelijk van de korrelgrootte(verdeling), dichtheid en korrelvorm. De erosieweerstand wordt dan voornamelijk bepaald door het (ondergedompeld) gewicht van de deeltjes. Bij cohesief materiaal wordt de erosieweerstand in belangrijke mate bepaald door de cohesieve krachten die de sedimentpartikels binden. Het kleigehalte, dat sterke cohesieve bindingen vormt in combinatie met organisch materiaal, wordt vaak als indicator gebruikt voor de erodeerbaarheid van cohesieve gronden. Noch voor cohesief, noch voor niet-cohesief sediment is er een eenvoudig beschikbare vergelijking voor de simulatie van bodemerodeerbaarheid. Dit is vooral kritisch bij kleidijken, maar ook bij zanddijken is de omschrijving van erosieprocessen verre van compleet. In Figuur 5 wordt het onderscheid tussen klif- en oppervlakte-erosie gemaakt volgens het onderscheid in verschillende materiaaltypes typisch gebruikt voor dijksegmenten, namelijk niet-cohesieve, cohesieve en rotsmaterialen (Morris et al., 2009b). De scheiding is echter niet zo éénduidig als aangegeven in Figuur 5. Interne zuigkrachten, afkomstig van vochtgehalte in zand/gravel, kunnen niet-cohesieve gronden immers doen reageren als cohesief materiaal. Toch kan het onderscheid tussen granulaire en cohesieve dijken gebruikt worden ter bepaling van richtinggevende erosiesnelheden en dominante erosiemechanismen bij beide type dijkmaterialen. Een bresgroeimodel zou minstens deze drie materiaaltoestanden op een verschillende manier moeten kunnen benaderen. Veelal worden vandaag echter 1 model toegepast voor alle materiaaltypes. Bij grotere rotsformaties komt geometrische verhindering (‘interlocking’) voor. Aangezien dit proces niet relevant is voor Vlaamse dijktypes, wordt het niet verder besproken.


WL2010R706_08c_rev2_0

9


Figuur 5 – Ruwe indeling van erosieprocessen in functie van materiaaltype (FLOODSITE)

Oppervlakte-erosie Oppervlakte-erosie is het verschijnsel waarbij materiaal door het langsstromende water wordt meegevoerd. Niet-cohesief materiaal, typisch zand, is over het algemeen gevoeliger voor erosie dan cohesief materiaal, typisch klei. Voor niet-cohesief materiaal is oppervlakte-erosie het meest voorkomend erosieproces. Een aantal parameters bepalen de mate van erosie, namelijk: • • • • • •

korrelgrootteverdeling type kleimineralen gehalte organische stof dichtheid en structuur van de bodem vochtgehalte vegetatie

Zhu definieert oppervlakte-erosie als ‘het verwijderen van individuele sedimentpartikels en/of aggregaten’ (2006). Knoeff & Verheij (2003) onderscheiden verschillende fases bij bresinitiatie door oppervlakte-erosie: • • •

Lokale beschadiging van de bekleding door turbulentie rondom onregelmatigheden. Uitbreiding van beschadigingszone naar stroomafwaarts, samen met beginnende erosie van het kernmateriaal. Een klif ontstaat geleidelijk. Wanneer de klif als overlaat begint te functioneren starten kliferosieprocessen.

Oppervlakte-erosie wordt meestal beschreven door vergelijkingen die de hydraulische belasting afwegen tegen de erosiegevoeligheid van de bodem. De meeste vergelijkingen zijn gebaseerd op de kritische schuifspanning, dit is de spanning uitgeoefend door de stroming waarbij de erosie start. Veel inspanningen zijn gebeurd om de kritische schuifspanning te bepalen van verschillende bodemtypes en bodemcondities, maar de gevonden waarden van verschillende auteurs voor gelijkaardige bodemtypes kunnen meerdere grootte-ordes verschillen. Er bestaan verschillende vergelijkingen die de kritische schuifspanning correleren met bodemparameters zoals dichtheid, cohesie en watergehalte. De meest gekende erosievergelijking is de ‘excess-schuifspanningsvergelijking’ :

E = M (τ b − τ c )

[vergelijking 2]

met: • •

E: erosiesnelheid (m/s) M: bodemafhankelijke coëfficiënt die de erodeerbaarheid van de bodem beschrijft (s.m2/kg)


WL2010R706_08c_rev2_0

10


• •

τb: bodemschuifspanning (N/m2) τc: kritische bodemschuifspanning voor bodemerosie (N/m2)

Deze vergelijking is vooral geschikt als de bodemeigenschappen uniform zijn in de diepte. De erosiecoëfficiënt M en de kritische bodemschuifspanning τc zijn bodemparameters, terwijl de bodemschuifspanning τb de hydraulische belasting voorstelt. De bodemschuifspanning is daarbij afhankelijk van de helling van de bodem, de ruwheid van het oppervlak, de stroomsnelheid en het debiet. De erosiecoëfficiënt M van de grond wordt vaak empirisch bepaald. In de literatuur zijn er slechts weinig formules gekend die de erosiecoëfficiënt M correleert met de relevante grondeigenschappen (Zhu, 2006). In Tabel 1 staan typische waarden voor de erosiecoëfficiënt M. Oppervlakte-erosie komt ook voor bij cohesieve gronden. Zhu (2006) gebruikt de ‘excessschuifspanningsvergelijking’ in het BRES-model (zie § 3.3). Tabel 1 - Bodemerosiecoëfficiënt M en karakteristieken van bodems getest in HR Wallingford (Zhu, 2006)

Kliferosie Bij dijken uit cohesief materiaal gaat bresvorming typisch gepaard met kliferosie. Bodemmateriaal erodeert daarbij door de krachten uitgeoefend door het water dat over een klif stroomt. De klif zelf wordt echter niet door kliferosieprocessen gevormd, maar wel door oppervlakte-erosie, wat meestal beschreven wordt door middel van schuifspanningsvergelijkingen (zoals [vergelijking 2]) . Dit is onder meer het geval voor de bresgroeimodellen SITES, SIMBA en BRES (voor kleidijken). De bodemerosiecoëfficiënten kunnen daarbij meerdere grootte-ordes groter zijn dan de coëfficiënten van niet-cohesief materiaal, aangezien de erosieweerstand bij cohesief materiaal in belangrijke mate bepaald wordt door de cohesieve krachten die de sedimentpartikels binden. Hanson en Hunt beschrijven eerst de vorming van rills en gully’s in het landtalud door ‘overland sheet flow’ vooraleer de eerste kliffen worden gevormd (Hanson en Hunt, 2007). De vorming van de eerste klif leidt volgens een aantal auteurs vervolgens tot de vorming van andere stappen of kliffen in het erosievlak van de dijk die progressief naar opwaarts opschuiven, tot de kruin wordt geërodeerd. Andere auteurs houden het bij de


WL2010R706_08c_rev2_0

11


migratie van één klif. Hoe de opwaartse migratie van de klif door de dijkkruin modelmatig wordt beschreven, wordt in deze paragraaf in meer detail uiteengezet voor de modellen BRES en SITES. Migratie van de klif naar opwaarts is immers het belangrijkste deel van het kliferosieproces in kader van bresgroei. In het BRESmodel voor kleidijken (Zhu, 2006) wordt (voornamelijk door oppervlakte-erosie) een klif gevormd in het begin van fase II (migratie klif naar opwaarts), nadat de helling van het landtalud de kritische waarde β1 heeft bereikt. Een toelichting van de fases van het BRES-model kan gevonden worden in § 2.3.3. Het water ‘vliegt’ dan over de klifrand en valt neer als een jet onderaan de klifbodem (Figuur 6). Verschillende erosietypes komen samen voor in deze fase (Figuur 6): • • • •

schuifspanningserosie langs het bovenste klifoppervlak, voorgesteld door (1) erosie langs het klifhelling-oppervlak, voorgesteld door (2) erosie door uitschuring van de jet-stroom, voorgesteld door (3) migratie van klif (roteert rond punt E) door hellingsinstabiliteiten, voorgesteld door (4)

Het aandeel van elk van deze erosietypes in het kliferosieproces in fase II varieert volgens debiet en bodemtypes. Niettegenstaande de schuifspanningserosie reeds zorgt voor een verlaging van het kruinoppervlak (1), kan er vanuit gegaan worden dat de verlaging van de kruin beperkt is en dat de som van de andere erosietypes een belangrijker effect hebben. Dit stadium kan dan ook nog aanzien worden als deel van initiatie van de bres. In fase III blijft een driehoekig restprofiel over (Figuur 7), waarvan de top zeer snel zal eroderen en de bres snel zal groeien. Deze fase maakt dan ook ontegensprekelijk deel uit van de bresgroei. Door het wegwassen van de top, is er een snelle toename in bresdimensies en bresdebiet. Dezelfde 4 erosietypes als boven beschreven komen allen voor in fase III. Naargelang de hoogte van de kruin afneemt, neemt de rol van de hellingsinstabiliteitprocessen (4) af en neemt de rol van schuifspanningsprocessen toe.

Figuur 6 – Beschrijving van kliferosiemechanismen in fase II volgens het BRES-model voor kleidijken (Zhu, 2006)


WL2010R706_08c_rev2_0

12


Figuur 7 – Beschrijving van kliferosiemechanismen in fase III volgens het BRES-model voor kleidijken (Zhu, 2006)

Figuur 8 illustreert de stroming over de klif met de duikende ‘jet’stroom, zoals weergegeven door Zhu (2006). Figuur 9 en Figuur 10 illustreren het mechanisme van hellingsinstabiliteit, die in 1 minuut tijd het verlies van een groot deel van het dijklichaam veroorzaakt.

Figuur 8 – Stromingspatroon over de klif met erosie door de duikende jetstroom tijdens test ‘T4’ (Zhu, 2006)


WL2010R706_08c_rev2_0

13


Figuur 9 – Net voor het moment van hellingsinstabiliteit tijdens test ‘T4’, TUDelft (Zhu, 2006)

Figuur 10 – Door hellingsinstabiliteit is in een periode van 1 minuut tijd een aanzienlijk deel van het dijklichaam weggespoeld tijdens test ‘T4’ (Zhu, 2006)

Het SITES-model tracht de complexe processen van kliferosie zo vereenvoudigd mogelijk voor te stellen. In het SITES-model is het opwaarts voortschrijden van de klif gebaseerd op energie. De energiedissipatie snelheid wordt als primaire maat gebruikt voor de hydraulische aanval die kliferosie veroorzaakt. Het voortschrijden van de klif (dx/dt in Figuur 11) wordt in de getrapte vorm verondersteld, en wordt gemodelleerd m.b.v. een relatie gebaseerd op de hydraulische energiedissipatie snelheid en een klif erodeerbaarheidsindex die de geologische weerstand van de overlaat materialen weergeeft (Temple en Moore, 1994). De hydraulische aanval wordt gemodelleerd door middel van de


WL2010R706_08c_rev2_0

14


stromingsenergie dissipatiesnelheid (d.i. vermogen) per eenheid breedte van de klif. Er zijn 2 componenten in het klif voortschrijdingsmodel. Een grenstoestand (afhankelijk van de weerstand van de bodem) bepaalt of klif-voortschrijding plaatsvindt. Een voortschrijdings-snelheids-relatie bepaalt dan de snelheid van klif-voortschrijding. Zowel de grens en de snelheid zijn gecorreleerd met de kliferodeerbaarheidsindex Kh. Deze index is dan ook de belangrijkste parameter van het SITES-model. De procedures waarmee de klif-erodeerbaarheidsindex is bepaald, zijn gebaseerd op gegevens van ruim 100 overlaten in de VS. Als typische waarden voor de klif-erodeerbaarheidsindex zijn 0.01 voor zandkernen en 0.03 voor kleikernen bepaald.

Figuur 11 – Modelleren van het opwaarts voortschrijden van de klif (IMDC, Safecoast, 2006)

Er zijn verschillende onderverdelingen mogelijk van de kliferosieprocessen: • •

Zhu (2006) maakt een onderscheid naargelang de vorm van de headcut (single-step versus multi-step) en de erodeerbaarheid van de klifbodem. Stein en Julien (1993) maken een onderscheid naargelang de wijze van voortschrijden van de klif. Indien afwaartse erosie van de opwaartse rand domineert, ontstaat een roterende klif die de neiging heeft om af te vlakken als ze voortschrijdt. Indien opwaartse erosie van het afwaartse erosiegat domineert, vindt ondergraving van de klif plaats en ontstaat een getrapte klif waarbij de klif een vertikaal front behoudt terwijl ze opwaarts migreert. Getrapte kliffen komen regelmatig voor in het veld tijdens hoog energetische erosie van stenen en niet-cohesieve gronden

Zhu waarschuwt ervoor dat kliferosieprocessen nog verre van volledig gekend zijn. Vooral het migreren van de klif is zeer moeilijk mathematisch te beschrijven. Bovenstaande beschrijving is dan ook niet meer dan een zeer beperkte schematisatie van de aanwezige processen bij kliferosie. Voor bresgroeimodellering lijkt het dan ook aangewezen zich voorlopig te beperken tot de meest essentiële kliferosieprocessen.


WL2010R706_08c_rev2_0

15


Meetmethodes USDA-HERU Onderzoek aan de US Department of Agriculture, Hydraulic Engineering Research Unit (HERU) tracht bodemerosiemetingen te koppelen aan erosie-vergelijkingen (Hanson en Cook, 2004). Analyse van de IMPACT-testen en de testen uitgevoerd door de USDA-HERU toont onder meer aan dat de erosiviteit van cohesieve gronden met verschillende grootteordes kan variëren met een kleine verandering in vochtgehalte of compactie. Hierdoor moet de erodeerbaarheid van een bodem (bvb toplaag van een dijk) imperatief op één of andere manier objectief gemeten worden indien mogelijk (Wahl et al., 2008). Een (beperkt) aantal verschillende erosiviteits-meetmethodes zijn momenteel in gebruik. Recent werden de 2 meest gebruikte en ontwikkelde meetmethodes (de ‘hole erosion test’ [HET] en de ‘submerged jet erosion test’ [JET]) vergeleken en geëvalueerd door Wahl. Beide methodes begroten de kritische schuifspanning en erosiecoëfficiënt, maar er werd geen consistentie gevonden in de resultaten tussen beide meetmethodes. Eenvoudig in te schatten sterkte-parameters zijn essentieel, maar zijn vandaag niet eenduidig te bepalen door één bepaalde meetmethode. Zolang dit niet het geval is, moeten erosiviteitsvergelijkingen worden gebaseerd op basis van (dezelfde type) metingen uitgevoerd in ‘gelijkaardige’ dijken of op basis van (dezelfde type) labotesten (Wahl et al., 2009). De meest geschikte methode dient daarbij te worden bepaald door ‘expert judgment’. 2.2.6

Erosie en sedimenttransport bij piping

Piping is een bijzondere vorm van bresgroei. Piping is het optreden van terugschrijdende erosie in zandige lagen onder dijken. Bij een hoge waterstand kan de kwel onder de dijk zodanig toenemen dat er zand wordt meegevord. Door het afzetten van zand aan landzijde kan een kanaaltje groeien richting de rivier. Zodra de rivierzijde wordt bereikt, kan het zandtransport stek toenemen en wordt de dijk ondergraven door de ‘pipe’. Eenmaal dit stadium van ‘ruimen’ bereikt, leidt piping bijna altijd tot het bezwijken van de waterkering (Calle, 2002). De verschillende fases van opbarsten, wel- en scheurvorming kunnen worden beschreven met een opbarst-model. Dit is een evenwichtsvergelijking tussen de opwaartse kracht van het water in de zandlaag en de neerwaartse kracht van het eigengewicht van de afdekkende laag grond. Een aantal methodes zijn ontwikkeld om piping te voorkomen. In het algemeen wordt een evenwichtsituatie gedefinieerd met een minimale lengte tussen in- en mogelijk uittredepunt zodanig dat geen doorgaande pipe kan worden gevormd. Belangrijkste methodes voor piping-berekeningen zijn de methodes van Bligh, Lande en Sellmeijer. Het mathematische model van Sellmeijer wordt algemeen verondersteld beter te zijn dan de empirische rekenregels van Bligh en Lane (Calle, 2002). Het mathematische model van Sellmeijer is eind vorige eeuw met laboratoriumproeven ontwikkeld ter verbetering van het ontwerp voor Nederlanse dijken. Dit model bestaat uit een koppeling van een stromingsvergelijking voor de beschrijving van grondwaterstroming in een zandlaag, een vergelijking voor de laminaire stroming die verondersteld wordt in het erosiekanaal en een evenwichtsvergelijking van de stroom- en sleepkrachten. Via de koppeling van de verschillende vergelijkingen wordt een vergelijking afgeleid ter bepaling van het maximale verval over de kering. De rekenmethodes van Bligh, Lande en Sellmeijer Semodellen beschrijven een evenwichtssituatie. De tijd waarin een evenwichtssituatie ontstaat wordt niet in rekening gebracht. Ook het optreden van nietzandmeevoerende wellen (die niet direct tot ‘piping’ leiden) wordt in de rekenmethodes niet beschouwd. Recent werden empirische aanpassingen gedaan op het theoretisch model van Sellmeijer in kader van Ijkdijk (§ IJkdijk), om de invloed van verschillende zandeigenschappen op het kritische verhang (waarbij een kanaal kan ontstaan) weer te geven in het model. In een aantal bresgroeimodellen (HR Breach, NWS Breach, RUPRO) wordt het piping-proces tijdsafhankelijk beschreven door het gebruik van sedimenttransportvergelijkingen in de ‘pipe’. Het debiet door de pipe wordt meestal beschreven door middel van stromingsvergelijkingen door een opening (‘orifice’). De erosie van het kanaal wordt verondersteld uniform te gebeuren in het kanaal. De mate van erosie kan dan worden begroot door het toepassen van verschillende sedimenttransportvergelijkingen bvb Meyer-Peter en Muller.


WL2010R706_08c_rev2_0

16


2.3

Fasen bresvorming en bresgroei

Een dijk kan falen zonder de vorming van een bres. Faling van een dijk, bvb als gevolg van overloop, kan wel leiden tot bresvorming. Anderzijds kan een bres gevormd worden zonder voorgaande overstroming (bvb afglijden talud). Verwarring kan bijgevolg ontstaan als gevolg van de verschillen in mogelijke processen en bresgroei-mechanismen volgens verschillende materiaaltypes en structuren. De indeling van de verschillende fasen van bresvorming kan in functie gesteld worden van het hydrogram door de bres of van de bresdimensies (§ 2.3.1 respectievelijk § 2.3.2). Ook kan een onderscheid gemaakt worden in fasen volgens type dijkmateriaal (§ 2.3.3). Een laatste fasering van bresvorming is bresinitiatie versus reststerkte van de dijk na initiëren van de bres (§ 2.3.4). 2.3.1

Afvoerhydrogram door de bres

In het FLOODSITE-project (Morris et al., 2009b) wordt voorgesteld bresgroei eerst in relatie tot het afvoerhydrogram door de bres te bekijken en dan pas in functie van gedrag (bepaald door materiaaltype). Hierdoor kan een logische fasering worden voorgesteld. Figuur 12 toont een typisch (theoretisch) bresgroei-hydrogram. In de praktijk zal de vorm en de duur van het hydrogram bepaald worden door het belastingstype, zoals het volume water weerhouden achter de dijk of de variatie in belasting (stormcondities, tijgebonden).

Figuur 12 – Algemene voorstelling van het hydrogram ten gevolge van bresgroei (FLOODSITE)

De onderscheiden fases in Figuur 12 worden weergegeven in Tabel 2, met vermelding van inspectiemethodes en huidige modellerings-mogelijkheden.


WL2010R706_08c_rev2_0

17


Tabel 2 - Te onderscheiden fases van Figuur 12, met vermelding van inspectiemethodes en huidige modellerings-mogelijkheden (FLOODSITE)

Time (T zoals aangeduid in fig 12)

Process

Indicator

Inspection Methods

Relevance

Modelling ability

T0

Stable – no breach initiation.

None.

Routine – non specific

Flood embankment is performing well

Not required

T1

Start of Breach Initiation. Seepage through or over the embankment initiates

Damp patches embankment. Variations vegetation growth.

Visual; photometry; ground water temperature

It is important to identify potential breach before it actually occurs for asset management. Seepage is often not visible and difficult to locate.

Limited. (Limit state equations for surface / internal erosion); high degree of uncertainty.

Progression of Breach Initiation. Breach flow increases slowly through increased loading and / or progressive removal of material. Flow is typically small and rate of change slow / very slow. Time period may be hours, days or months.

Apparent steady seepage or overloop. No signs of rapidly changing flow

As for T1; flow monitoring to detect change in flow rate

Having identified a potential problem, awareness of the timescale for development is often critical in determining the most appropriate action for repair, emergency planning etc.

Poor. High uncertainty in process and time prediction

T1 – T2


on in

WL2010R706_08c_rev2_0

18


Time (T zoals aangeduid in fig 12)

Process

Indicator

Inspection Methods

Relevance

Modelling ability

T2 – T3

Transition to Breach Formation. Critical stage where steady (& relatively slow) erosion cuts through to the upstream face of the embankment initiating relatively rapid and often unstoppable breach growth. Transition may occur within hours.

Visibly changing flow conditions and quickening erosion of embankment through upstream face.

Monitoring seepage flow quantity and quality

Knowing when growth transitions to and past T2 is critical for emergency action.

Included in many models, although typically limited representation

T3 – T5

Breach Formation. Rapid erosion of embankment vertikally; continued erosion of embankment vertikally and laterally. Extent and rate dependent upon volume of available flood water and design and condition of embankment.

Rapid breach growth; turbulent, sediment laden flow. Continued widening of breach after initial formation.

Important for predicting potential inundation downstream. Lateral growth

Prediction of hydrograph – moderate. Ability to predict lateral growth rate and ultimate breach dimensions is poor.

Difficult to identify during rapidly varying conditions.

Often used as a measure of worst case.

T4

important for planning emergency repair works.

±30% (most accurate of all aspects of breach modelling).

Volgens het onderscheid tussen bresgroei en bresinitiatie gegeven in § 2.1 kan men tot fase T2 spreken van bresinitiatie. De fase T2-T3 markeert dan de overgang naar bresgroei. Vanaf T3 groeit de bres snel.


WL2010R706_08c_rev2_0

19


2.3.2

Bresdimensies

Een alternatieve indeling van fasen in bresgroei is adhv. de bresdimensies nl. bresdiepte en bresbreedte. De volgende fasen zijn dan te onderscheiden bij een bres in een dijk: • •

nulfase: Het ontstaan van een initiële geul door ofwel de eroderende werking van overstromend water (oppervlakte-erosie) ofwel het afglijden van (meestal) het binnentalud; verdiepings en/of verbredingsfase: De initiële geul verdiept zich tot een bres met een bodem op een bepaald niveau, maar wordt niet breder. Vervolgens groeit de bres uitsluitend in de breedte (Knoeff en Verheij, 2003). Bresgroei waarbij de breedtetoename in verhouding staat tot de dieptetoename is echter evenzeer mogelijk.

Het tijdstip waarop de verdiepingsfase begint is vooraf moeilijk te bepalen en hangt af van de nulfase. Een initiële bres door afglijden is niet te voorspellen en kan elk moment optreden. Het begin van een initiële geul als gevolg van oppervlakte-erosie kan ontstaan zodra water over de dijk stroomt. Afhankelijk van de sterkte van de toplaag duurt het vervolgens enige tijd voordat een volledige erosiegeul over de hele kruinbreedte is ontstaan. De verdiepingsfase duurt volgens Knoeff en Verheij (2003) slechts kort: in de orde van minuten bij zand tot waarschijnlijk maximaal een uur bij klei. In de nulfase en de verdiepingsfase is het volume water dat een polder instroomt beperkt en daarom wordt in de bresgroeiformules aan deze beide fasen nauwelijks aandacht besteed. Voor overstromingsrisicoberekeningen concluderen Knoeff en Verheij dat de breedte van de bres belangrijker is dan de diepte. 2.3.3

Bodemeigenschappen

Bresgroei door niet-cohesief materiaal evolueert meestal door (progressieve) oppervlakte-erosie, terwijl bresgroei door cohesief materiaal (over het algemeen) via kliferosie gebeurt (zie § 2.2.4). Een kritisch punt voor bresgroei betreft het punt wanneer erosie de dijkkruin verlaagt aan de opwaartse rand van de dijkkruin. De kruinverlaging controleert het debiet in de bres in deze fase, waardoor dijkverlaging zal resulteren in een versnelling van het bresgroeiproces. Het tijdstip waarop dit punt wordt bereikt verschilt volgens erosieproces nl. kliferosie of oppervlakte-erosie. Verschillen in bodemsterkte en erodeerbaarheid kunnen vaak gekoppeld worden aan het dijkmateriaal (cohesief of niet-cohesief), maar daarnaast zijn er nog andere factoren die de erodeerbaarheid en erosieprocessen tijdens bresgroeivorming significant kunnen beïnvloeden bvb compactie en vochtgehalte. De indeling in bresvormingfases volgens bodemtype (zoals weergegeven in Figuur 5) kan dan ook niet meer dan richtinggevend zijn. Voor erosieve bodems (typisch niet-cohesief materiaal) wordt de fasering zoals beschreven door Visser (1996) (zie § 3.2) door andere onderzoekers in grote lijnen bevestigd. Voor minder-erosieve bodems (typisch cohesief materiaal) wordt het kliferosieproces algemeen als cruciaal beschouwd tijdens bresgroei, maar ook oppervlakte-erosie komt voor bij dergelijke bodemtypes. Temple (Temple et al., 2005) en Zhu (2006) (zie § 3.3) beschrijven de besvormingsfases voor minder-erosieve bodems grosso modo als volgt: Fase I – Bresinitiatie start met klifvorming. Erosie van de stroomafwaartse kant door overloopmechanismen leidend tot de vorming van een klif in de dijk. Deze klif kan opwaarts migreren door de dijk tot vorming van een bres. De klifvormingprocessen starten met een groot aantal kleine ‘stapjes’ die gevormd worden in zwakke plaatsen in het dijkoppervlak. Bij het eroderen en groeien van deze ‘stapjes’ migreren deze richting opwaarts, waarbij zij samenkomen tot grotere stappen. Uiteindelijk blijven vaak slechts 1 of enkele stappen over vlak voor het bezwijken van het opwaarts talud. Fase II – Klif migreert naar opwaarts door de dijkkruin. Fase III – De klif migreert naar opwaarts tot de opwaartse kant bereikt wordt. Vanaf dit punt begint de bresgroei volgens de definitie gegeven in § 2.1. Bij verdere verlaging van de kruin nadat de opwaartse kant van de kruin tot in het reservoir is bereikt, zal het debiet snel toenemen. De bresgroei versnelt bijgevolg aanzienlijk. Erosie van de opwaartse kant gaat verder tot de basis (of lager) van de dijk. Fase IV – Toename bresbreedte. Als gevolg van een snelle debietstoename in fase III, neemt ook de breedte bres snel toe. De snelheid van bresbreedtegroei wordt bepaald door het reservoirvolume dat kan vrijgegeven worden door de bres. Tijdens deze fase van bresgroei kan de stroming door de bres stilvallen bij gebrek aan reservoirwater of door opstuwingseffecten afwaarts de bres. Belangrijk is op te


WL2010R706_08c_rev2_0

20


merkten dat de breswanden typisch vertikaal blijven tijdens de groei in deze fase. Fase V – laterale groei vertraagt door subkritische stroming, verooorzaakt door opstuwing door stijgend waterpeil in polder. Uiteindelijk stopt de bresgroei wanneer het polderpeil gelijk is aan het rivierpeil. 2.3.4

Initiatie en reststerke

BresInitiatie en reststerkte zijn geen aparte fasen in bresvorming. Zoals gedefinieerd in § 2.1, is de reststerkte van een dijk de restcapaciteit om de waterkerende functie waarop aanspraak wordt gemaakt te vervullen na optreden van een faalmechanisme. Zolang de dijk reststerkte heeft, spreken we van bresinitiatie. Een dijk heeft geen reststerkte meer als een bres is ontstaan waarbij water door de bres stroomt in de polder. Bresgroei is het verder verlagen van de kruin éénmaal de bres is gevormd. De reststerkte van een dijk werd tot dusver weinig in rekening gebracht. Vaak ontbreken noodzakelijke meetgegevens over sterkte van dijk en dijkbekleding. In het document ‘Residual strength after initial failure by overflow/overloop’(Knoeff en Verheij, 2003) worden voor de faalmechanismen die worden veroorzaakt door overslag/overloop nl. ondiepe afschuiving, interne- of oppervlakte-erosie een theoretische grens voorgesteld waar initieel bezwijken stopt en reststerkte begint. Initieel bezwijken gebeurt door het optreden van een primair faalmechanisme. Na de initiële faalmechanismen, waarbij de bekleding/toplaag is afgeschoven of verdwenen, ontstaat telkens een restprofiel met vertikaal talud (‘klif’) die vervolgens onderhevig is aan terugschrijdende erosie door voortdurende overloop/overslag. Een aantal modellen wordt geëvalueerd ter simulatie van terugschrijdende erosie van het vertikaal talud. De locatie en de hoogte van dit talud zijn afhankelijk van het bezwijkmechanisme. De snelheid van terugschrijdende erosie bepaalt de reststerkte van de dijk na het optreden van een bezwijkmechanisme. Voor de bepaling van de reststerkte na overloop/overslag worden de Nederlandse modellen Bres en Breach (Wl-Delft) niet geschikt bevonden. Het ‘SITES’-model, dat kliferosiesnelheden simuleert, wordt als beloftevol beschouwd ter bepaling van de reststerkte van de Nederlandse dijken (zie § 5.3.6). Fase 3 van het SITES-model bepaalt immers de reststerkte van de dijk (tot kruinverlaging). Bij het uitwerken van een methode ter bepalen van de bresgevoeligheid van Vlaamse dijken, is er in beperkte mate rekening gehouden met de reststerkte na initieel falen van een dijksegment vooraleer het dijksegment volledig bezwijkt. Volgende aannames zijn daarbij gebeurd (IMDC, 2009): •

•

•

• •

2.4

In Vlaanderen is er meestal een kleiige kern aanwezig in dijken, waardoor wordt aangenomen dat de globale reststerkte wordt geleverd door de dijkkern. Voor zanddijken wordt daarbij verondersteld dat een kleiige toplaag aanwezig is. De reststerkte wordt dan bepaald door kruinen voetbreedte van de dijk, het materiaal van de dijkkern en het initiële faalmechanisme. In de literatuur werden voor Vlaanderen geen gegevens teruggevonden voor de reststerkte na afschuiven, noch voor afschuiven volgens land- of riviertalud. Afschuivingen in een kleidijk zijn groot in volume en brengen grote schade toe aan de dijk waarbij zowel de bekleding, de toplaag als een groot deel van het kernmateriaal wordt beschadigd. Afschuivingen in een zanddijk zijn kleiner in volume, maar zodra de kern bloot komt te liggen zal de dijk, door de lage reststerkte van zand, nagenoeg volledig wegeroderen. Vereenvoudigd kan gesteld worden dat voor het faalmechanisme afschuiving geen reststerkte hoeft te worden voorzien. De reststerkte van de dijkkern bij erosie riviertalud kan ingeschat worden met het softwarepakket ‘PC-Ring’. Op basis van een lineaire erosiesnelheid wordt de resterende tijd berekend vooraleer het dijksegment bezwijkt. Voor de reststerke bij erosie landtalud wordt in PC-Ring verondersteld dat de erosiebestendigheid van de dijkkern evenredig is met die van het gras. Er kan van een zekere reststerkte worden gesproken als de dijkkern nog even lang aan de overslag of overloop weerstaat als het gras. Piping gebeurt zo onverwacht dat niet met reststerkte kan worden gerekend. Het afschuiven of opdrukken van de kleilaag en/of bekleding aan rivier- of landzijde wordt gevolgd door erosie-faalmechanismen met bijhorende reststerkte-berekeningen. Het uitspoelen van zand zal pas optreden bij zeer steile taludhellingen.

Faalmechanismen

Er zijn heel wat verschillende faalmechanismen die een bres kunnen initiëren. Een overzicht van mogelijke faalmechanismen voor Vlaamse rivierdijken van bevaarbare waterlopen is in 2009 opgemaakt (IMDC, 2009). Deze studie analyseert het grondmechanisch falen van dijken waarbij een bres kan


WL2010R706_08c_rev2_0

21


gevormd worden, en stelt een toetsingsmethodologie op voor bresgevoeligheid voor de Vlaamse dijken. Faalmechanismen ontstaan steeds onder invloed van hydraulische belasting (stroomsnelheid, windgolven, scheepsgolven) of afgeleiden van deze hydraulische belasting (zoals de stroomsnelheid op het landtalud ten gevolge van golfoverslag). Voor Nederlandse dijken zijn reeds verschillende rapporten met betrekking tot faalmechanismen verschenen. Het rapport ‘Samenvatting dijkdoorbraakprocessen’ (Calle, 2002) geeft een samenvatting van de verschillende faaltrajecten van primair bezwijken tot dijkdoorbraak voor de Nederlandse dijken. De reststerkte van een dijk wordt berekend in termen van faalkansen na bezwijken door een primair mechanisme. Gebeurtenisbomen zijn opgesteld en indicatieve overgangskansen voor de verschillende mechanismen worden gegeven. De overgangskans is daarbij gedefinieerd als de kans op het ontstaan van een vervolgmechanisme gegeven het optreden van het primaire bezwijkmechanisme en eventuele eerdere vervolgmechanismen in het faaltraject. Met deze kansen zijn de gebeurtenisbomen doorgerekend waarna de bijdrage van elk deelmechanisme aan de reststerktefaalkans is bepaald. De voornaamste faalmechanismen voor Nederlandse dijken volgens Visser (1998) zijn overflow & overloop, afglijden van binnen- en buitentalud, erosie van het buitentalud en piping. In 1953 waren afschuiven van het binnentalud en schade aan het binnentalud van de dijk door golfoverslag de belangrijkste oorzaken van de vele dijkdoorbraken. Afschuiving van taluds komt nu naar verwachting nauwelijks meer voor omdat de taluds van dijken aangelegd sinds 1953 1:3 of flauwer zijn (Knoeff en Verheij, 2003). Piping kan wel belangrijk zijn bij rivierdijken omdat de belasting langer duurt (dan bij zeedijken). Voor Vlaanderen worden de belangrijkste faalmechanismen voor zeedijken beschreven in kader van het project ‘Safecoast’ (IMDC, 2006). De behandelde integrale methodes omvatten de belangrijkste faalmechanismen m.b.t. afschuivingen (macrostabiliteit), piping, stabiliteit van de bekleding en microstabiliteit. PC-Ring en ProDeich zijn probabilistische faalanalyse modellen, waarvoor veel (statistische) data vereist zijn. Deze faalanalysemodellen blijken niet toegespitst te zijn op de typisch Vlaamse zeedijk. Verfijning (uitbreiding) van de faalmechanismen is zinvol m.b.t. de voor de Vlaamse zeewering belangrijke mechanismen van stranderosie, falen/erosie van de kruin ten gevolge van golfoverslag en het falen van (niet-ondersteunde) betonplaten. Ook simuleert noch PC-Ring noch ProDeich laterale bresgroei. Voor de groei van de bres ná initiatie, van belang voor deze studie, zijn er voornamelijk 2 faalmechanismes van belang: ‘erosie van het landtalud’ en ‘piping’. Beschrijving van erosieprocessen (oppervlakte- en kliferosie) en geomechanische processen (hellingsinstabiliteit, instorten kruin boven pipe) zijn daarbij essentieel. Deze processen zullen immers het traject beschrijven hoe het resterende gedeelte van de dijksectie wordt weggeërodeerd of weggespoeld. De faalmechanismen voor Vlaamse rivierdijken, met bijzondere aandacht voor de mechanismen ‘erosie van het landtalud’ en ‘piping’, worden meer in detail besproken in deelopdracht 2 van deze studie. Het is belangrijk op te merken dat de bresgroei na initiatie afhankelijk kan zijn van het faalmechanisme dat aan de basis ligt van de geïnitieerde bres. Een restprofiel na een afschuiving zal er bijvoorbeeld anders uitzien dan een restprofiel die geërodeerd is door overloopmechanismen. In deze studie wordt echter enkel de fase onderzocht vanaf het moment dat de bres is geïnitieerd. Bij het begin van de bresgroei is er m.a.w. duidelijkheid over de faalmechanismen waarmee het restprofiel tot stand is gekomen.

2.5

Dijktypes

De verschillende dijktypes in Vlaanderen en de beschikbare informatie worden in detail besproken in deelopdracht 2 van deze studie. Het is duidelijk dat voor bresvorming een goede kennis van de laagopbouw, de individuele karakteristieken (cohesie, wrijvingshoek, compactie, …) en toestand van de deellagen en de geotechnische mechanismen maatgevend zijn voor de betrouwbaarheid van de resultaten. De studie ‘Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken (IMDC, 2009)’ concludeert dat de verbeterde conceptuele methode kan toegepast worden om snel en op grotere schaal een inschatting te krijgen van de bresgevoeligheid van de dijken en/of als weinig gegevens over de geotechnische sterkte van dijk beschikbaar zijn. Deze methode moet toelaten de zwakke schakels te


WL2010R706_08c_rev2_0

22


identificeren. Voor een gedetailleerde inschatting van mogelijke bresvorming in de Vlaamse rivierdijken ontbreekt het aan gebiedsdekkende data aangaande de ondergond en dijkmateriaal. Een verdere studie en verwerven van inzichten in de processen van bresvorming blijft wel interessant in de behandeling van case-studies waarvoor voldoende informatie beschikbaar is. Naast het verrichten van methodologisch onderzoek naar de bresgevoeligheid van Vlaamse dijken wordt door het Waterbouwkundig Laboratorium en de Afdeling Geotechniek ook een lans gebroken voor het opstarten van grootschalige meetcampagnes naar grondmechanische grootheden om alle faalmechanismen meer gedetailleerd te kunnen inrekenen. Een grote onbekenden is het materiaal waaruit de dijkkern bestaat. De kern van Sigmadijken is meestal zandig, afgedekt met een kleilaag (minimumdikte 60 cm). Dat is echter zo volgens het typedwarsprofiel die in de praktijk niet steeds wordt gevolgd. Bovendien zit in de zanddijk vaak nog een oude dijkkern van klei (de zogenaamde kloosterdijken). Over de samenstelling van de andere dijken is nog minder gekend. Uit gesprekken met de verschillende dijkbeheerders bleek dat de dijken meestal opgebouwd zijn uit het ter plaatse gevonden materiaal en een afdekkende kleilaag is over het algemeen niet aanwezig (IMDC, 2009). Het materiaal van de dijkkern wordt dus best geschat op basis van ‘expert judgment’ waarbij er echter rekening mee wordt gehouden dat er een grote onzekerheid op bestaat. Andere onbekenden zijn het al dan niet aanwezig zijn van een slappe kleilaag en/of een afdekkende kleilaag. Een belangrijke afname van de sterkte van een dijk kan immers optreden indien een slappe kleilaag onder het dijklichaam aanwezig is, waardoor de afschuiving eerder onder de dijk geïnitieerd wordt. Er bestaat echter grote onzekerheid over het materiaal van de ondergrond onder de dijk, mede door de grote variatie in bodemtypes van de kwartaire laag aanwezig onder de dijk. Als voorlopige conclusie kan gesteld worden dat zowel de Vlaamse dijken als de ondergrond onder de dijken over het algemeen een heterogene opbouw vertonen. Een bresgroeimodel voor een homogene zand- of kleidijk, op één welbepaald bodemtype gelegen, zal dus niet voldoende zijn om bresgroei in Vlaamse dijken op betrouwbare wijze te simuleren.


WL2010R706_08c_rev2_0

23


3 3.1

Overzicht bresgroeistudies Algemeen

In de voorbije jaren werden op internationaal vlak diverse projecten uitgevoerd met als doel de studie van bresvorming in dijken. Deze studies omvatten literatuurstudies, het vergelijken van beschikbare software, proeven in situ, toetsen van de proefresultaten aan de beschikbare software en faalkansberekeningen. Deze studies hebben belangrijke inzichten geleverd in het proces van bresvorming. De resultaten van berekeningen uitgaande van de beschikbare software dienen echter nog steeds met het nodige voorbehoud te worden geïnterpreteerd nl. de modellen kunnen enkel gebruikt worden voor de toepassing waaraan ze werden getoetst. Uit de vergelijkende studies is gebleken dat ook voor bresvorming een goede kennis van de laagopbouw, de individuele karakteristieken (cohesie, wrijvingshoek,..) en toestand van de deellagen en de geotechnische mechanismen maatgevend zijn voor de betrouwbaarheid van de resultaten. Eerst worden de studies besproken die geleid hebben tot het BRES-model (§ 3.2 en 3.3). Vervolgens worden de studies ‘Comrisk’ en ‘Safecoast’ besproken die voornamelijk het falen van zeedijken behandelen (§ 3.4 en 3.5). De studies ‘Cadam’ en ‘IMPACT’ (§ 3.7 en 3.8) gaan specifiek over bresgroei in rivierdijken, terwijl de recent afgewerkte studie ‘FLOODSITE’ meer algemeen overstromingsrisico’s behandelt (§ 3.10). De studie ‘Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken’ wordt besproken in § 3.11. Tenslotte wordt de faalmechanismen van dammen in Tsjechië zeer summier geanalyseerd in § 3.13.

3.2

Bresgroei in zanddijken (Visser)

In het model van Visser (1998) worden een aantal voorgedefinieerde stadia door het model doorlopen naargelang de bres groeit. De bekleding is eraf en de bres is reeds geïnitieerd. De stroming door een initiële geul start de erosie. De initiële schade aan de dijk wordt verondersteld zo groot te zijn dat de zandkern van de dijk reeds is blootgelegd. In essentie wordt bijgevolg bresgroei als gevolg van overloop bij zanddijken gesimuleerd. De tijd wordt berekend die nodig is om de verschillende fasen te doorlopen. Hierin verschilt het model van de meeste andere fysisch gebaseerde bresgroeimodellen, die debieten en erosiehoeveelheden in discrete secties doorheen de dijk beschrijven. Hierdoor kan het BRES-model snel doorgerekend worden, en bijgevolg relatief eenvoudig geïntegreerd worden in globale numerieke overstromingsmodellen (Morris et al., 2009a). Het BRES-model wordt (o.a. in kader van het FLOODSITE-project) als een veelbelovend model genoemd voor verdere ontwikkelingen rond bresgroeimodellering. Het model is vooral sterk in het beschrijven van de fasen 1 tem 3 op basis van experimenten en gevalideerde sedimenttransportformules. Voor fasen 4 en 5 zijn er echter weinig tot geen observaties en gevalideerde sedimenttransportformules, waardoor het BRES-model voor deze fases minder accuraat is. Nochtans zijn deze fases 4 en 5 meestal belangrijker dan fases 1 tem 3 in kader van overstromingsrisicoberekeningen. Door het mogelijke belang van het model voor ontwikkelingen in de toekomst, wordt dieper ingegaan op het BRES-modelconcept. De 5 vijf stadia die Visser voorstelt, worden in Figuur 13 weergegeven.


WL2010R706_08c_rev2_0

24


Figuur 13 – Schematische illustratie van bresgroei in zanddijk (Visser, 1998)

De fasen kunnen als volgt worden beschreven: Fases 1 en 2: Bresinitiatie. De bres vreet zich een weg door de dijk. Fase 1: steiler worden van de hellingshoek β van het breskanaal ter plaatse van de landwaartse helling van een initiële waarde β0 op tijdstip t0 tot een waarde β1 op tijdstip t1. De hellingshoek β erodeert daarbij tot een limiet van β = 32°, dit is de hoek van interne wrijving. Fase 2: teruglopende erosie van het binnenwaartse talud bij een constante hellingshoek β1. De teruglopende erosie leidt tot een afname van de breedte van de dijkkruin ter plaatse van de bres. De groei in bresbreedte is afhankelijk van de erosiesnelheid van de bresbodem. Deze fase eindigt op tijdstip t2 .


WL2010R706_08c_rev2_0

25


Fases 3 tem 5: bresgroei. Verlaging van de kruin door erosie. Fase 3: Bresgroei start. De kruin verdwijnt en de instroming neemt sterk toe. Laterale en vertikale afmetingen van de bres, en bijgevolg het debiet door de bres, nemen versneld toe. De bresdieptegroei wordt bepaald door de erosie van de bresbodem. Verlaging van de top van de dijk ter plaatse van de bres, bij een constante hoek van de bres zij-hellingen (gelijk aan de kritische waarde γ1), wat leidt tot een toename van de bresbreedte. Op tijdstip t3 is de bres op volle diepte over de ganse breedte van de dijk. De duur van de erosieprocessen in fases I, II en III zijn omgekeerd evenredig met de dimensies van de initiële bres. Hoe groter de initiële bres, hoe minder belangrijk een correcte beschrijving van fases I, II en III voor de beschrijving van de overstroming van het hinterland. Fase 4: De dijk in de bres is weg, de bres groeit enkel in de breedte. Er is kritische stroming over de ganse bres; de zij-taluds behouden de kritische hellingshoek γ1. In tegenstelling tot fase 3 is het de erosie onderaan de zij-taluds die de bresgroei in deze fase bepaalt, niet de erosie van de bresbodem. De erosie onderaan de zij-taluds wordt bepaald door het overlaatdebiet. Een teenverdediging, die de drempeldiepte zal beperken, kan de groei in bresbreedte in deze fase 4 bijgevolg reduceren (Figuur 14). Op tijdstip t4 verandert de stroming door de bres van kritisch (Fr=1) naar subkritisch (Fr<1). Fase 5: subkritische stroming. De bres groeit verder, voornamelijk in laterale richting. Op tijdstip t5 zijn de stromingssnelheden in de bres dermate klein geworden door de hoge waterstand in de polder dat de bres niet verder aangroeit. De zij-taluds behouden de kritische hellingshoek γ1. De beschrijving van het eroderen van het landwaartse talud gebeurt onder de veronderstelling van een quasi-lineaire toename van de transportcapaciteit vanaf de breskruin tot aan ln , dit is het punt waarop uniforme stroming bereikt wordt. De transportcapaciteit neemt toe naargelang de stroomsnelheid toeneemt (zie § ‘Sedimenttransport-vergelijkingen’). Via de wet van massabalans wordt het sedimenttransport gelinkt aan het eroderen van het landwaartse talud. De evenwichtstoestand voor sedimenttransport kan beschreven worden door verschillende sedimenttransportvergelijkingen (Van Rijn, …). De evolutie van de landwaartse helling van het erosiekanaal is weergegeven in Figuur 15 tot en met Figuur 17, voor de verschillende verhoudingen van de hellingslengte ten opzichte van de lengte la.


WL2010R706_08c_rev2_0

26


Figuur 14 – Bresgroei in fases IV en V wanneer vertikale erosie aan de bresinlaat wordt gereduceerd door een teenversterking aan de buitentalud van de dijk (Type A bres) (Visser, 1998)

Figuur 15 – Erosie binnentalud in fases I, II en III indien ln < L < la (Visser, 1998)


WL2010R706_08c_rev2_0

27


Figuur 16 – Erosie binnentalud indien L > la (Visser, 1998)

Figuur 17 – Erosie binnentalud indien L >> la (Visser, 1998)

Voor de mathematische behandeling van de bresgroei wordt verwezen naar Visser (1998). Het mathematisch model werd geïmplementeerd in het numerieke model BRES (BReach Erosion in Sanddikes). M.b.t. het erosieproces tijdens de bresgroei stelt Visser verder dat het meevoeren van zand van een relatief steile helling tijdens de eerste 3 fases van de bresvorming in een zanddijk, zeer uitzonderlijk is vanuit hydraulisch oogpunt: grote variaties in de mobiliteitsparameter θ, het Froude getal, de steilheid, de nominale ruwheid en de diepte-gemiddelde zandconcentratie. Geen van de gebruikelijke sedimenttransportvergelijkingen werden opgezet en getest voor dergelijke hydraulische condities. Visser stelt dat de meeste van de geteste sedimenttransportvergelijkingen transporthoeveelheden opleveren die substantieel verschillen van de waargenomen hoeveelheden. De formuleringen van Bagnold-Visser (1989) voor fase I-III en Van Rijn (1984a, 1984b) voor fase IV en V geven de meest nauwkeurige voorspellingen van de waargenomen waarden. Drie brestypes worden in de studie beschreven. Type A heeft een solide basis aan de teen van het buitentalud bvb teenconstructie. Deze solide basis zal fungeren als overlaat en zal zowel bresdebiet als bresgroei bepalen. Types B en C hebben geen solide basis, met als gevolg een gewijzigde overlaatstructuur (elliptisch/circulaire vorm) en een snellere bresgroei. De aanwezigheid van een solide basis zoals in type A is van groot belang voor de uiteindelijk maximale bresdiepte en zo de instromende debieten. Gegevens van dijkdoorbraken in 1953 hebben dit aangetoond (bvb bres te Papendrecht).


WL2010R706_08c_rev2_0

28


3.3

Bresgroei in kleidijken (Zhu)

Het model van Visser werd door Zhu (2006) aangepast om het proces van bresgroei in dijken opgebouwd uit cohesieve grond te kunnen beschrijven. Het model is gebaseerd op het bresgroeimechanisme zoals waargenomen in verscheidene laboratoriumexperimenten en veldproeven. Zowel de veronderstelling van een homogene dijk, het ontbreken van taludbekledingen, de aanwezigheid van een initiële bres in de kruin van de dijk als de vijf stadia in het proces zijn gelijkaardig aan het model van Visser. In fase I vindt oppervlakte-erosie plaats langs het binnentalud en, afhankelijk van de stroomsnelheid, mogelijk ook aan de kruin van de dijk, waarbij geleidelijk de breedte en de hoogte van de dijk afnemen. De kruin kan reeds gedeeltelijk vertikaal zijn geërodeerd, en op het landtalud kan reeds in beperkte mate klifvorming zijn ontstaan. Analoog aan het model van Visser is er een grotere erosie nabij de teen van de dijk dan aan de kruin, wat een versteiling van het landtalud veroorzaakt tot de kritische hoek β1, afhankelijk van bodemeigenschappen. Vervolgens nemen in de fase II en III de breedte en de hoogte van de dijk in de bres verder af door een combinatie van erosieprocessen t.g.v. de bodemschuifspanning en discrete afkalving van brokken grond t.g.v. kliferosie (§ 2.2.5) tot aan het eind van Stadium III de dijk in de bres volledig is verdwenen. In de volgende fases IV en V groeit de bres verder, vooral in de breedte, hoofdzakelijk als gevolg van erosie door bodemschuifspanningen langs de zijkanten van de bres en de resulterende discrete hellingsinstabiliteiten. De bresgroei in vertikale richting in deze twee stadia is vooral afhankelijk van de erosiegevoeligheid van de ondergrond van de dijk, van de eventuele aanwezigheid en sterkte van een teenconstructie op het buitentalud en van de hoogte en erosiegevoeligheid van een eventueel aanwezig voorland. De stroming door het stroomgat vertraagt in fase V door de stijgende waterstand in de polder, en als gevolg daarvan vertraagt (en stopt) ook de bresgroeisnelheid. Het zijn net dezelfde fases als het model van Visser (Figuur 13). Een opmerkelijk verschil (naast het voorkomen van kliferosieprocessen) is dat het belang van schuifspanningen ter hoogte van de kruin in fase I groter kan zijn; waardoor de vertikale erosie op het eind van fase I reeds verder gevorderd kan zijn dan beschreven door Visser. Het model is gekalibreerd met de data van twee gootproeven uitgevoerd aan de TUDelft en twee laboratoriumexperimenten van het EC IMPACT Project. ‘Headcut erosion’ bleek een belangrijke rol te spelen in het bresgroeiproces. De cohesie van de grond waarmee de dijk was opgebouwd had een grote invloed op het bresgroeiproces. Het sleutelprobleem voor de modellering van bresgroei in cohesieve dijken is de beschrijving van de verschillende erosieprocessen in de bres. De beschrijving gebeurt onder meer aan de hand van de ‘excess schuifspanningsvergelijking’, die frequent gebruikt wordt voor de beschrijving van oppervlakte erosieprocessen. Het model werd gevalideerd met de data van de twee andere TUDelft laboratoriumproeven, resulterend in een redelijke overeenkomst tussen de modelvoorspellingen en de meetresultaten. Ten slotte is het model geconfronteerd met een prototype dijkdoorbraak in China in 1998, met een aanvaardbare overeenkomst tussen simulaties en waarnemingen. De formule voor de erosiecoëfficiënt ‘M’ is opgesteld aan de hand van een beperkte dataset, waardoor de toepassing & accuraatheid beperkt is.

3.4

Comrisk

Om overstromingsrisico’s te beheren en minimaliseren, is het noodzakelijk de zwakke plekken te identificeren op een consistente en betrouwbare manier. Een maximale kennis moet worden bekomen van het structuurgedrag van rivieren kustsystemen in noodsituaties, waardoor een inschatting kan gemaakt worden van mogelijke gevolgen van faalmechanismen en bijhorende schade. Deze benadering heeft in Europa geleid tot lange-termijn onderzoek naar het reduceren van onzekerheden in het voorspellen van extreme overstromingswaarden en naar het verbeteren van overstromingsvoorspellingen en bijhorende schade. De projecten ‘Comrisk’, ‘Safecoast’, ‘Cadam’, ‘IMPACT’ en ‘FLOODSITE’ passen allen in deze strategie en zijn allen gesubsidieerd door de EUcommissie. Het INTERREG IIIB-project COMRISK is de voorloper van het Safecoast-project. Voor het subproject ‘Flood Risk in the cross boundary area Flanders-Zeeuws-Vlaanderen’, waarin een methodologie werd ontwikkeld ter analyse van het veiligheidsniveau, adviseerde Dr. Steetzel de opdrachtnemer (IMDC)


WL2010R706_08c_rev2_0

29


omtrent bresvorming. Verschillende faalmechanismen werden beschouwd voor de Vlaamse dijken, maar vooral de (te beperkte) kruinhoogte van de dijken veroorzaakt dijkfalen bij stormretourperiode van 4000 jaar. De reststerkte werd geïdentificeerd als een belangrijke parameter voor het al dan niet voorkomen van een bres bij het voorkomen van een faalmechanisme (bvb overloop). Bij modellering van overstromingsdieptes als gevolg van bresgroei, bleek dat de invloed van de bresdimensies groot was.

3.5

Safecoast

Het INTERREG IIIB-project SAFECOAST is de opvolger van het Comrisk-project. De ‘Literatuurstudie Faalmechanismen Zeewering’ is een uitbreiding van het project “Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken”. De literatuurstudie betreft de faalmechanismen van zeedijken met specifieke aandacht voor de Vlaamse zeedijken (Verwaest et al., 2008). Bestaande formuleringen over bresgroei worden kort beschreven en geëvalueerd. De meest eenvoudige formuleringen bestaan uit verbanden tussen verschillende bresparameters (geometrisch, bresvormingstijd) op basis van reëel gebeurde damdoorbraken. De relaties betreffen verschillende bresparameters, verschillende samenstellingen van de dam (al dan niet homogeen) en verschillende faalmechanismen (bv. overloop, piping). De voorgestelde relaties verschillen daarbij van onderzoek tot onderzoek, zowel m.b.t. de breedte (geometrie) van de bres als m.b.t. de bresvormingstijd. Zo varieert de breedte-ontwikkeling van 2.5 m/uur tot ruim 40 m/uur. Het is duidelijk dat men dergelijke empirische relaties enkel kan toepassen voor dijken of dammen waarvan men zeker is dat deze gelijkaardig zijn aan degene waarop de relatie steunt. Verschillende meer fysisch-gebaseerde modellen aangehaald in de literatuurstudie van het Safecoastproject worden in detail besproken onder Hoofdstuk 5. Aandachtspunten en globale aspecten van een aantal fysisch-gebaseerde modellen besproken in deze studie zijn vervat in Tabel 5 (§ 5.3.10). De studie behandelt verder een aantal integrale methodes die de belangrijkste faalmechanismen beschrijven m.b.t. afschuivingen (macrostabiliteit), piping, stabiliteit van de bekleding en microstabiliteit. PC-Ring en ProDeich zijn probabilistische faalanalyse modellen, waarvoor veel (statistische) data vereist zijn. Geen van beiden simuleert echter laterale bresgroei. In de in Comrisk gebruikte toetsingsmethodologie werd laterale bresgroei wel beschouwd. Tenslotte werd nagegaan in hoeverre het erosiegebaseerd bresgroeimodel (geïntegreerd in MIKE11) bresgroei correcter beschrijft dan ‘user-defined’ tijdreeksen van bresgroei. Dit wordt verder besproken in § 'Calibratie bresgroeimodel MIKE11'.

3.6

LTV-O&M

In kader van de Lange Termijn Visie voor het Schelde estuarium (LTV) wordt een streefbeeld voor Nederlandse en Vlaamse Overheid voor 2030 bepaald betreffende Veiligheid, Toegankelijkheid en Natuurlijkheid (Asselman et al., 2007). Hogere waterstanden en zwaardere golfbelasting op de dijken en duinen en de steeds grotere gevolgen van een dijkdoorbraak vragen immers om een pro-actief beleid om de bescherming tegen overstromingen op peil te houden. Wegens verschillen in de methodes om de overstromingskans te bepalen van een bepaald gebied in Vlaanderen en Nederland, werden onder meer de verschillende bresgroeimodellen geëvalueerd. In beide modelconcepten werden bresinitiatie en bresgroei als belangrijke en te optimaliseren processen geïdentificeerd voor het bepalen van overstromingsrisico’s. Als gevolg van de LTV-O&M en Comriskstudies werd aan de Vlaamse regering geadviseerd meer aandacht te besteden aan bresinitiatie en bresgroei.

3.7

Cadam

CADAM (Concerted action on dambreak modelling) werd afgewerkt in 2000 en voorzag aanbevelingen voor veldonderzoek voor het verbeteren van simulaties van bresgroei-initiatie en -analyse. De focus van het project lag op workshops en overleg, onder meer over bresgroei. De performantie van verschillende


WL2010R706_08c_rev2_0

30


numerieke modellen werd geëvalueerd door vergelijkingen met data van laboproeven en dijkdoorbraken. De onderzoekstopics die in het CADAM-project als meest prioritair werden geïdentificeerd, vormden de basis voor het IMPACT onderzoeksprogramma (Morris, 2000).

3.8

Rescdam

RESCDAM staat voor ‘Development of Rescue Actions Based on Dam-Break Flood Analysis’. In dit EUproject werden verschillende modelleringsconfiguraties gebruikt voor het simuleren van de stroming door een bres en van de golf door de afwaarts gelegen vallei. Het project toonde aan dat er veel onzekerheden zijn bij het modelleren van de stroming door de bres, vooral bij de 1D-modellering als de gebruiker de locaties van de dwarssecties niet goed kiest. De nadruk van dit project lag vooral op het simuleren van de vloedgolf door de vallei en hoe hulpacties optimaal kunnen georganiseerd worden in functie van waterpeilstijgingen. De onzekerheid van de ruwheidsfactoren in de vallei heeft daarbij een grote invloed op de simulatie van de golf.

3.9

IMPACT

Het vijfde kaderprogramma IMPACT (Investigation of extreme flood processes and uncertainty) werd afgewerkt in 2004. IMPACT behandelde een aantal topics betreffende bresgroei die door het CADAM project als prioritair werden beschouwd voor verder onderzoek. Het IMPACT project heeft toegelaten opmerkelijke vorderingen te maken in het begrijpen en modeleren van bresvorming. Eén van de belangrijkste verwezenlijkingen van dit project op het gebied van bresgroei waren de proeven op ware grootte en het laboratoriumonderzoek, waaruit een databank volgde die ook voor het FLOODSITE-project belangrijk was. Daarnaast werden een aantal modellen geëvalueerd, onder meer op basis van de meetgegevens. De metingen in kader van het IMPACT-project hebben geleid tot belangrijke vaststellingen omtrent bresgroeiprocessen. De belangrijkste worden hierna opgesomd (Morris et al., 2006; Morris en Hassan, 2005b): •

• • •

• • • •

Verschillende stromingsregimes komen voor tijdens bresgroei. Tijdens de eerste stages van bresvorming wordt het debiet eerder bepaald door een “boogvormige” drempel dan door de bresopening (Figuur 18). Typische overgang van stromingsregimes zijn: stroming over overlaat -> convergerende stroming -> stroming over overlaat -> klassieke waterloop-stromingsvergelijkingen (open channel flow) De zijkanten van bressen zijn typisch vertikaal in plaats van trapezoïdaal, ook voor dijken bestaand uit niet-cohesief materiaal Erosie is niet uniform voor de breskanten, zelfs niet langs de zijkanten van de bres, en dit door de aanwezigheid van vortexen (door stromingsconvergentie e.d.) Terwijl continue erosie ook voorkomt, verloopt laterale erosie doorgaans bij wijze van discrete stukken (secties, blokken, …). Bodemverlies (‘soil wasting’) blijkt een significant proces tijdens (vertikale en) laterale bresgroei. De grootte van de discrete stukken varieert van klein tot significant ten opzichte van het dijklichaam. Verwijdering van deze losgekomen stukken door stroming in de bres gaat vaak erg snel en niet door geleidelijke erosie. Cohesief materiaal wordt meestal geërodeerd door middel van klif-erosieprocessen (vorming van ‘trappen’) in plaats van door uniforme erosie van het talud. Onderzoek in situ en in laboratorium hebben duidelijk het belang aangetoond van de kennis en de invloed van de grondkarakteristieken en de toestand van de grond bij het voorspellen van de bresvorming. [e.g. cohesie; volumegewicht; watergehalte etc.]. Wanneer breedtegroei van de bres in 1 richting onmogelijk is (bvb rots), wordt dit niet gecompenseerd door een grotere erosiesnelheid in de andere richting Sommige variaties in dijkgeometrie (zoals hellingshoek) hebben weinig invloed op het bresgroeiproces (Morris en Hassan, 2009)


WL2010R706_08c_rev2_0

31


Figuur 18 – Vorming van een ‘boogvormige’ drempel voor de bresopening, voorgesteld door streepjeslijn (FLOODSITE)

Een aantal modellen werden geëvalueerd en ontwikkeld op basis van de proeven op ware grootte en de data uit de laboratoriumtesten. Volgende vaststellingen werden gemaakt: • • •

• • • •

Van de geteste modellen blijkt dat deze welke de bresgroei voorspellen op basis van de berekening van discrete processen zoals bodemverlies en hellingsinstabiliteit (‘discrete failure’) beter scoren dan deze gebaseerd op voortschrijdende oppervlakte-erosie. Verschillende bestaande modellen nemen parameters gerelateerd aan grondkarakteristieken niet mee, waardoor moeilijk betrouwbare resultaten kunnen opgeleverd worden voor ogenschijnlijk identieke dijklichamen, doch met verschillende dichtheid en watergehalte. Geotechnische aspecten en structureel falen moeten geïntegreerd worden in bresgroeimodellen. Bresvormingssnelheid is in het bijzonder afhankelijk van grondkarakteristieken en dijktoestand (bv. cohesief/niet-cohesief, homogeen/niet-homogeen, verdichting, watergehalte). De initiële erosie bij cohesieve materialen heeft de neiging om als kliferosie (trapvorm) te ontwikkelen. Bresgroeimodellen gebruiken sedimenttransportvergelijkingen voor stationaire toestand, terwijl bresgroei niet kan beschouwd worden als een geval van stationaire stroming Weinig modellen simuleren piping erosie. Op basis van een methodologie en een indicatieve rangschikking voorgesteld door Hassan (Wallingford, 2005) is gebleken dat het model NWS BREACH het minst performant is. Dit model simuleert de gelaagde structuur door middel van gemiddelde waarden van de karakteristieken van de deellagen, wat leidde tot zeer grote fouten in de voorspellingen van bresvorming. HR BREACH scoorde het hoogst. Uit een (beperkte) onzekerheidsanalyse toegespitst op het HR Breach model, bleek dat de onzekerheid op het piekdebiet voor dit model nog steeds 30% was (voor het bestudeerde bresgroei-geval).

3.10 FLOODSITE FLOODSITE is een EU-project omtrent algemene ‘flood risk management’, terwijl CADAM en IMPACT specifiek over dambreak en extreme flood issues gingen. Een aantal onderzoekstaken van het FLOODSITE-project zijn echter ook van belang voor rivierdijken. Task 6 van FLOODSITE ging specifiek over bresinitiatie en bresgroei. De onderzoekstaken van Task 6 binnen de ‘flood risk paths’ worden weergegeven in Figuur 19. Er zijn verschillende links met onderzoek rond faalmechanismen (taak 4), hydraulische belasting (taak 2), onzekerheidsanalyse (taak 7) en algemene overstromingsmodellering (taak 8).


WL2010R706_08c_rev2_0

32


Figuur 19 – Onderzoek omtrent risicotrajecten, georganiseerd binnen de taken 4 tot 8 van FLOODSITE. De taaknummers worden vermeld in de figuur. Taak 6 behandelt bresinitiatie en bresgroei (FLOODSITE). E(D) staat voor ‘Expected Damages’, ‘Pfc ‘ staat voor ‘Predicted Flood Risk”, ‘jpdf’ staat voor ‘joint probability density function’

Task 6 omvat onderzoekstopics omtrent bresinitiatie en bresgroei. Voor bresinitiatie werd een model ontwikkeld voor simulatie van golf-geïnduceerde bregroeiprocessen. Dit wordt verder besproken in onderstaande § 3.10.1. 3.10.1

Golf-geïnduceerd bresgroeimodel

Kennis rond invloed van golfactie en overslag (niet overloop) op bresgroeiprocessen was (vóór FLOODSITE) beperkt, modellen die deze processen fysisch beschreven waren onbestaand. Zowel veldals labotesten werden ondernomen om nieuwe modellen te valideren voor bresgroei. De focus van het model ligt hierbij op de situatie van zeedijken, maar veel processen zijn ook relevant voor bresgroei bij landdijken. Specifieke aandacht ging naar de situatie van Duitse en Nederlandse (en bij uitbreiding Vlaamse) zeedijken. Behandelde faalmechanismen zijn: (i)

golf overloop en afstroming aan de landzijde (Figuur 20 a)

(ii)

overloop wanneer het (storm) waterniveau hoger komt dan het kruinpeil van de dijk en er een continue stroming ontstaat over de kruin naar de landzijde. (Figuur 20, b1 and b2)

(iii) infiltratie en kweluitstroom wanneer hogere zeepeilen leiden tot indringing van het zeewater in het dijklichaam, hetgeen afhankelijk is van de duur van het stormpeil op zee en van de permeabiliteit van het dijkmateriaal. (Figuur 20, c1 and c2). (iv) IMPACT op de dijkhelling aan de zeezijde ten gevolge van brekende golven (Figuur 20 d).


WL2010R706_08c_rev2_0

33


Figuur 20 – Natuurlijke oorzaken die kunnen leiden tot dijkbreuk (D’Eliso, 2007)

Belangrijkste bevindingen/resultaten zijn (D’Eliso et al., 2006a; 2006b), : •

•

Er zijn nu twee model systemen ter beschikking, die elk bestaan uit een voorlopig en een gedetailleerd numeriek model. Deze modelsystemen kunnen de aanzet tot bresvorming en de groei van de bres ten gevolge van golf IMPACT modelleren voor een standaard zeedijk (zandkern bedekt met klei en een grasbedekking). Het voorlopige en het gedetailleerde model verschillen van elkaar in de nauwkeurigheid van de beschouwde processen. Het gedetailleerde model is daarbij meer accuraat en met minder onzekerheid in de resultaten van de uiteindelijke bresparameters. Het belang van faling van de kleikern of de kleilaag in het gehele falingsproces.

De klemtoon van Task 6 omtrent bresgroei ligt op het verbeteren van simulaties van overloopprocessen. Volgende aspecten worden verder besproken in onderstaande § 3.10.2 tot § 3.10.4: • • 3.10.2

analyseren van relatie tussen bresgroeiprocessen en bodemcondities, en het verbeteren van het UK HR BREACH model ontwikkelen van een bresgroeimodel voor dijken in cohesief materiaal (BRES) Relatie bodemcondities – bresgroei

Voor het begrip van de relatie tussen bodemcondities en bresgroei is het noodzakelijk om de IMPACT data (en andere gerelateerde onderzoeksdata) meer in detail te analyseren. Meer specifiek wordt deze data beschouwd in relatie tot bodemprocessen en de invloed van de bodemtoestand op de erosiegevoeligheid en bresvorming. De analyse van de IMPACT data bevestigde een aantal processen, waaronder (Morris et al., 2009b): • •

• •

Stromingstoestanden (stroming over een dam, convergerende stroming, oppervlaktewaterstroming) Agressieve erosie van de zijkanten van de bres ten gevolge van langdurige en uitgebreide wervelactie veroorzaakt door de convergentie van de stroom en de plotse daling van het bodempeil in de bres (daaruit volgen een niet-uniforme snelheidsverdeling en zeer dynamische erosieprocessen in de bres). Vertikale, ondergraven en overhangende hellingen op de bresranden (Figuur 21) Bodemverlies doordat volumes grond afbrokkelen van de breskanten en onmiddellijk weggespoeld worden door de hevige stroming (Figuur 21).


WL2010R706_08c_rev2_0

34


Figuur 21 – Bodemverlies (links) en vertikale of ondergraven zijkanten van de bres (rechts) (IMPACT)

3.10.3

Ontwikkelen HR Breach

Het analyseren van de processen zoals beschreven in § 3.10.2 kan vervolgens gebruikt worden voor de ontwikkeling van een verbeterde en uitgebreide versie van het HR BREACH model. Het doel van de aanpassingen was het verbeteren van de nauwkeurigheid en de betrouwbaarheid van de voorspelling van bresontwikkeling en het uitbreiden van de toepasbaarheid van het model voor een breder gamma aan mogelijke vormen en geometrieën van beschermingsstructuren. De belangrijkste verbeteringen van het HR BREACH model zijn (Morris et al., 2009a, Morris et al., 2009b): •

•

•

Alle belangrijke rekengebieden in het model werden verfijnd, zoals de voorspelling van de waterstroming, erosie, bodemverlies en het effect van vegetatie. Belangrijk is op te merken dat er een overschakeling is gebeurd naar erosievergelijkingen, in de plaats van de vroegere sedimenttransportvergelijkingen, hetgeen toelaat om meer in detail processen te beschrijven en te voorspellen zoals bodemverlies, dynamische erosieprocessen en de toepassing van erosiegevoeligheid in functie van bodemtype en bodemtoestand. Een belangrijke stap is gezet in de richting van de simulatie van bresvorming voor "echte" structuren door het introduceren van bodemzones. Dit laat immers toe om dijken en dammen voor te stellen die opgebouwd zijn uit opeenvolgende lagen van verschillende bodemtypes of toestanden (bvb. gelaagde dijken). Zie bijvoorbeeld Figuur 22. Het HR BREACH model werd rechtstreeks geïntegreerd in de InfoWorksRS stromingsmodellering, terwijl het vroeger een ‘stand-alone’ module was.

Figuur 22 – Voorbeeld van mogelijke zonering die in het bresvormingmodel werd ingebouwd, met meer flexibiliteit tot gevolg om echte dijklichamen van verschillende opbouw of geometrie voor te stellen (FLOODSITE)


WL2010R706_08c_rev2_0

35


3.10.4

Ontwikkelen BRES voor cohesieve gronden

Dit onderzoek werd uitgevoerd aan de TUDelft. Meet- en labodata van het IMPACT-project werd gebruikt ter ontwikkeling en validatie van processen en modelperformantie van een model ter voorspelling van de bresgroei ten gevolge van overflowprocessen in kleidijken (Zhu, 2006; Morris et al., 2009b). Meer details worden gegeven in § 3.3.

3.11 MKBA Sigmaplan In de maatschappelijke Kosten-Baten Analyse van het Sigmaplan werden hydrodynamische modellen en overstromingskaarten berekend, om schadefuncties te kunnen opstellen in functie van overstromingsdieptes (Smets et al., 2005). Hierbij werden bressen als “dambreak structures” in het flood routing model MIKE 11 voorzien om bresvorming te kunnen simuleren. De bressen werden in het model voorzien op basis van een faalindex, berekend met een conceptuele methodologie voor de verschillende mogelijke faalmechanismen. Op locaties waar de faalindex groter was dan een bepaalde drempelwaarde, werd altijd een bres ingebouwd (type A-bressen). Voor locaties met faalindexen iets kleiner dan deze drempelwaarde, werd binnen een afstand van 4 km alleen de locatie met de hoogste faalindex geselecteerd (type B-bressen). Voor locaties met lagere faalindexen ontstond enkel een bres als het waterpeil in de rivier groter is dan het kruinpeil van de dijk. De ‘dambreak’ struktuur in MIKE11 is een samengestelde struktuur die zowel de stroming beschrijft over het gedeelte van de dijk dat zich nog in de oorspronkelijke toestand bevindt als de stroming doorheen de bres. Voor het MKBA Sigmplan werd de bresmodule op basis van ‘erosieberekeningen’ (in feite sedimenttransport-berekeningen) gebruikt aan de hand van de sedimenttransportformule van EngelundHansen. De berekening op basis van de formule van Engelund-Hansen heeft immers als belangrijk voordeel dat de bresgroei daadwerkelijk stopt als de waterpeilen lager zijn dan de hoogte van de bres (in tegenstelling tot tijdreeksen door de gebruiker ingegeven). Daarbij bleek dat de maximale waterstanden in het overstroomde gebied niet noemenswaardig worden beïnvloed door de parameterwaarden. Voor de bresgroei op basis van Engelund-Hansen wordt een trapeziumvormige bres verondersteld, met een bepaalde korreldiameter, porositeit en kritische sleepspaning van het kernmateriaal van de dijk. De laterale groei wordt ingegeven via de ‘side erosion index SEI’, d.i. de verhouding van het sedimenttransport aan de randen van de bres t.o.v. het transport in het midden van de bres. Bij de simulering van bresgroei werd geen rekening gehouden met de invloed van een bres op de waterstand ter hoogte van een andere bres afwaarts of opwaarts. De bresgroei startte 100% zeker bij het bereiken van een bepaalde waterstand op de waterloop. Het effect van een bres in de dijken van de Rupel (ter hoogte van Ruisbroek) werd geanalyseerd voor de werkelijk voorgekomen dijkdoorbraak in januari 1976. De simulaties van bresgroei en overstromingsdiepte konden worden gevalideerd aan de hand van metingen en andere informatie (foto’s, enz). De uitgevoerde simulaties toonden aan dat de MIKE11 bresmodule de bresgroei realistisch simuleerde voor wat betreft de breedte en hoogte van de bres, en stroomafvoer door de bres. Ook de gemodelleerde waterstanden in het overstroomde gebied vertonen een goede overeenkomst met de werkelijke waterstanden genoteerd tijdens de overstromingen van januari 1976.

3.12 Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken Het doel van deze studie is een analyse van het grondmechanisch falen van dijken en de erdoor geïnitieerde bresvorming. Een op de Vlaamse situatie toegespitste methodologie is opgesteld die toelaat een toetsing uit te voeren van de Vlaamse dijken en haar toepassing vindt binnen schade- en risicoberekeningen. In eerste instantie werd de door het Waterbouwkundig Laboratorium ontwikkelde conceptuele methode (Peeters et al., 2008) voor de bepaling van de (relatieve) bresgevoeligheid toegepast op ca. 600 km Vlaamse rivierdijken. De methode is eerder gericht op het effect van overtoppend water, alhoewel ook de bekleding (rivierwaarts) en stroomsnelheden als criteria worden beschouwd. Ook is het zo dat de onzekerheid op de data en de ruwheid van de methode maken dat de resultaten met grote voorzichtigheid moeten behandeld worden. Een nieuwe methode, of uitbreiding van de bestaande WL-


WL2010R706_08c_rev2_0

36


methode drong zich op. Verschillende zaken werden onderzocht en geïnventariseerd om de aanpassingen grondig te kunnen onderbouwen. In een eerste deel werden alle mogelijke initiële faalmechanismen met bijhorende hydraulische belasting beschreven. De relevante parameters ter beschrijving van de faalmechanismen werden opgelijst. In een volgend deel werden alle beschikbare gegevens opgelijst van Vlaamse winterdijken. Alle dieptesonderingen en boringen over een strookbreedte van 50 m langsheen de rivieren werden samengebracht. Een inventaris werd per rivier gemaakt van de ondergrond en de invloed op de dijkstabiliteit. De belangrijkste risico’s van een niet-stabiele ondergrond hebben betrekking op de glijdingscirkel, de inklinking en een doorlatende laag onder de dijk. Deze risico’s zijn beperkt voor (tertiaire) kleien. Voor tertiaire lagen is de grondsoort daarbij onveranderlijk. Voor quartaire lagen daarentegen is de ondergrond sterk veranderlijk, waardoor zand/grindlagen moeilijk te detecteren zijn zonder specifiek grondonderzoek. De laatste inventarisatie in kader van deze studie betrof de beschikbare softwarepaketten ter evaluatie van bresgevoeligheid. Er is keuze tussen eenvoudige modellen met beperkte input en meer complexe modellen met een groter aantal in te schatten parameters. Ter evaluatie van de algemene stabiliteit worden de pakketten SEEP en SLOPE aanbevolen ter bepaling van de grondwaterstroming respectievelijk het (meest nadelige) glijvlak. PLAXIS is geschikt voor meer complexe situaties. Andere faalmechanismen, zoals piping of zettingsvloei, worden niet relevant bevonden in Vlaanderen. Op basis van de verzamelde gegevens werd de bestaande conceptuele methode ter inschatting van de faalkans van een dijksegment uitgebreid en verbeterd. Per faalmechanisme werden belastings- en weerstandsparameters afgewogen. De scoring per faalmechanisme is gebaseerd op de meest bepalende parameters. Deze methode is toepasbaar om snel en op grotere schaal de zwakke schakels in de dijken te kunnen identificeren betreffende bresgevoeligheid. Complementair met de verbetering van de bestaande conceptuele methode werd een volledig probabilistische methode uitgewerkt. Per faalmechanisme worden fysische modellen doorgerekend, rekening houdende met de onzekerheid van de invoergegevens. De methode is extensiever zowel qua rekentijd als qua benodigde gegevens, maar geeft de statistische kans op falen van een dijk. De probabilistische methode kan toegepast worden op kritische plaatsen aangeduid door de conceptuele methode en/of waar grote schade bij dijkfalen verwacht wordt. Bij toepassing van beide methodes op een aantal dijksegmenten in Vlaanderen werd over het algemeen een goede overeenkomst tussen beide methodes gevonden. Verschillen tussen beide methodes konden verklaard worden door het anders in rekening brengen van belastingsduur en slappe laag.

3.13 Tjechisch onderzoek naar dijkfaling bij overloop Naar aanleiding van een aantal catastrofale overstromingen, onder meer in augustus 2002, werd een analyse uitgevoerd van de faalmechanismen van dammen in Tjechië (Jandora en Riha, 2008). De belangrijkste oorzaak van dijkfalen was erosie als gevolg van overloop over de dijklichamen. Een aantal verschillende modelconcepten werd toegepast, waaronder een vereenvoudigd analytisch model, een probabilistische benadering van vereenvoudigde modellen en het NWS Breach-model. Resultaten van een aantal schaalexperimenten en historische dijkdoorbraken werden vergeleken met de modelresultaten. De kalibratie van het NWS Breach-model gebeurde apart per experiment of dijkdoorbraak, dus het is niet verwonderlijk dat de resultaten van het NWS Breach-model goed overeenkwamen met de data van de schaalexperimenten en historische dijkdoorbraken. Als aanbeveling werd gegeven dat er verschillende methodes en modeltypes dienen te worden gebruikt ter simulatie van het mogelijke breshydrogram, om dan het scenario met de grootst mogelijke schade te gebruiken bij overstromingsrisicoberekeningen. Daarnaast worden verschillende aanbevelingen gegeven voor versterkingswerken van uitlaatsysteem en landtalud.


WL2010R706_08c_rev2_0

37


3.14 ASCE/EWRI Task Committee on Dam/Levee Break Fluvial Processes In de VS zijn meerdere werkgroepen opgericht rond verschillende aspecten gerelateerd aan dijkdoorbraken. Naast de werkgroep opgericht door de American Society of Civil Engineers (ASCE), is er bvb ook de werkgroep van de ASFPM (Association of State Flood Plan Management). Daarnaast zijn er ook wereldwijd onderzoeksinitiatieven, zoals de DSIG (§ 3.15). De ASCE-werkgroep wil de kennis van de dijkdoorbraakprocessen en de bijhorende golfpropagatie door de vallei samenbrengen en vergroten. Hiertoe brengt ze specialisten samen rond verschillende thema’s, en publiceert regelmatig artikels met vernieuwende onderzoek rond onder meer bresgroei. In een recent artikel (Wu et al., 2010) werd de state-of-the-art toestand van verschillende aspecten van bresgroei toegelicht: stromingstypes, erosieprocessen, onzekerheden, …

3.15 Toekomst Er zijn nog verschillende hiaten in de kennis omtrent bresgroei, zoals de rol van verschillende vegetatietypes in de bresgroeiprocessen, de invloed van transities in complexe dijkstructuren en de bepaling van erodeerbaarheid van verschillende bodemtypes (Morris et al., 2009a). Voor deze hiaten is het verzamelen van goede meetdata, waarbij de bodemcondities goed gekend zijn, onmisbaar. Er zijn echter weinig projecten in de nabije toekomst voorzien die de kennishiaten omtrent bresgroei kunnen opvullen. Enkel omtrent de erosiegevoeligheid van de bodem, een factor die vandaag als zeer belangrijk wordt ervaren voor het verbeteren van de modelvoorspellingen, zijn een aantal projecten lopende. Aan de US Department of Agriculture (HERU-unit) wordt diepgaand onderzoek gevoerd naar het koppelen van erosiegevoeligheidsmetingen van de bodem aan erosievergelijkingen (Hanson en Cook, 2004). Op dit moment is er immers geen eenvoudige vergelijking voor de voorspelling van de erosiegevoeligheid van een bodem, dus deze parameterwaarden moeten ingeschat worden op basis van ofwel expertise, ofwel terrein- of laboratoriumtesten van de bodem. Er zijn momenteel een (beperkt) aantal meettoestellen in gebruik voor het testen van de erosiegevoeligheid, terwijl er tegelijk onderzoek gedaan wordt om de consistentie van de resultaten van de verschillende meetmethoden in te schatten. Zolang dit onderzoek lopende is, verdient het aanbeveling om erosiviteitvergelijkingen toe te passen met behulp van richtlijnen of metingen van gerelateerde meetinstrumenten. In de nabije toekomst zijn er een aantal initiatieven te verwachten van de Dam Safety Interest Group (DSIG). Dit is een ‘interest group’ van CEATI (Centre for Energy Advancement through Technological Innovation), gesponserd door dameigenaars wereldwijd voor onderzoek omtrent dam-gerelateerde topics. Erosie en piping van dammen is één van de onderzoeksonderwerpen van de DSIG-groep. De DSIG-groep wil met het in 2004 gestarte ‘bresgroei modelleringsproject’ een aantal fysisch-gebaseerde modellen verbeteren (voornamelijk de erosie-aspecten) en integreren in bestaande overstromingsmodellen (zie ook § Fout! Verwijzingsbron niet gevonden.). Momenteel worden de modellen geëvalueerd op performantie voor het kwantificeren van de erodeerbaarheid van cohesieve dijklichamen en integreerbaarheid in flood routing modellen (Wahl, 2009). Volgende stappen, te verwachten vanaf 2010, zijn het integreren van de modellen in HEC-RAS software (van US Corps of Engineers) en commerciële softwarepaketten voor publiek gebruik.


WL2010R706_08c_rev2_0

38


4 4.1

Gegevens bresgroei Algemeen

Voor de ontwikkeling, kalibratie en validatie van bresgroeimodellen zijn er data beschikbaar van werkelijk voorgekomen (ongewilde) dijkdoorbraken, van proefprojecten (veldmetingen of laboexperimenten) en meetsensoren (geotechnisch onderzoek). Doordat de kennis van bresinitiatie en bresgroei nog steeds beperkt is, zijn deze gegevens onmisbaar om meer inzicht te krijgen in de relevante processen en om modellen te ontwikkelen, kalibreren en valideren. Een belangrijk aandachtspunt bij data over dijkdoorbraken is de invloed van de bodemcondities op de erodeerbaarheid van de bodem en bijgevolg op de bresgroeiprocessen. Het is pas onlangs dat dit belang wordt erkend. Bijgevolg zijn veel tests vroeger gebeurd met gebruik van materiaal zonder kennis van de materiaaleigenschappen. Dit heeft geleid tot onduidelijkheid over de fysische processen die gepaard gaan met bresgroei en tot vraagtekens over de toepasbaarheid van verschillende modellen (Morris et al., 2008a). Nu het grote belang erkend wordt van bodemtypes en bodemcondities voor bresgroei, kan dergelijke verwarring in de toekomst vermeden worden. Het gebrek aan bruikbare testgegevens, bij voorkeur van dijken op ware grootte, blijft echter een belangrijke hindernis bij de ontwikkeling en verbetering van modellen ter simulatie van bresgroei. De meest recente analyse van potentiële datasets voor het testen en valideren van bresgroei-modellen is ondernomen in kader van het DSIG bresgroei modelleringsproject door Wahl en Courivaud. Wahl (Wahl, 2007) omschreef potentiële labo-testdata terwijl Courivaud (2007) case study data van historische dijkdoorbraken samenvatte. In deze paragraaf worden enkel de meest gepubliceerde datasets weergegeven, de lijst is verre van compleet. Bruikbare gegevens zijn er vooral van Nederland, de Verenigde Staten, het Verenigd Koninkrijk, Noorwegen, Duitsland en China. In België zijn er behalve de Zwin-experimenten (§ ‘Zwinexperimenten’) geen bruikbare data bekend van bresgroei-events of experimenten.

4.2 4.2.1

Dijkdoorbraken Schaalmodellen

Veel goottesten zijn in laboratoria uitgevoerd, waarbij de dijkhoogtes bijna allen kleiner dan 1 m waren. Beperkte dijkhoogtes kunnen een probleem vormen omdat schaaleffecten soms als onrealistische erosiemechanismen kunnen geïnterpreteerd worden (Zhu, Y., 2006). Daarom zijn de grotere veldtesten te verkiezen boven labo-experimenten, op voorwaarde dat de dijkgeometrie, bodemcondities en hydraulische regimes nauwkeurig omschreven zijn. IMPACT en FLOODSITE De belangrijkste gegevens komen ongetwijfeld van het IMPACT-project. De bedoeling van het IMPACT project was voornamelijk betrouwbare data te verzamelen in het veld en het labo van dijkdoorbraken (Morris en Hassan, 2005a). Vijf veldtesten werden in Noorwegen ondernomen tijdens 2002 en 2003 met dijken van 4-6m hoog. Daarnaast gebeurden in dezelfde reeks nog 2 gelijkaardige veldtesten die deel uitmaakten van een parallel Noors onderzoeksprogramma. In 5 van de 7 testen was overloop het bresgroeimechanisme, in 2 andere testen was piping het voornaamste faalmechanisme. Tijdens de test werden in- en uitlaatdebieten gemeten, bresdimensies en poriëndrukken in het dijklichaam. De kenmerken van de tests staan in onderstaande Tabel 3 vermeld. In Figuur 23 wordt het verloop van test1-02 in enkele beelden weergegeven.


WL2010R706_08c_rev2_0

39


Tabel 3 - Samenvatting van de 5 veldtesten ondernomen in kader van IMPACT (FLOODSITE)

Figuur 23 – Enkele beelden die het verloop van de bresgroei voor IMPACT-test1-02 weergegeven (FLOODSITE)

Daarnaast werden 22 labotesten ondernemen tijdens dezelfde periode, waarvan het merendeel op een schaal van 1:10 van de veldtests gebeurde. Een typische proefsectie met dijkhoogte 0.6 m en kruinlengte van 4 m wordt weergegeven in Figuur 24.


WL2010R706_08c_rev2_0

40


Figuur 24 – Overzicht tijdens de groei van de bres tijdens test T12 van de IMPACT labotesten (FLOODSITE)

Zowel voor de labo- als veldproeven werden verschillende bodemmaterialen voor het dijklichaam gebruikt nl. cohesief, niet-cohesief, homogeen en samengesteld dijkmateriaal. Beschouwde faalmechanismen waren overloop en piping. Niet alleen werden gedetailleerde meetreeksen van onder meer bresgroei, waterniveau en waterdebiet verzameld, maar ook bodemparameters zoals cohesie, watergehalte en densiteit. Deze data werden vervolgens gebruikt in de evaluatie van een aantal numerieke bresgroeimodellen (§ 5.3.4 en § 5.3.6). Zoals bij alle veld- en labometingen is een nauwkeurige opvolging van de datakwaliteit een absolute noodzaak. Ook bij het verzamelen van de IMPACT-dataset zijn er onnauwkeurigheden en fouten gebeurd, waarvan er een aantal nog steeds niet opgehelderd zijn, met alle gevolgen voor de datakwaliteit (Hassan en Morris, 2005). Niet alle IMPACT-data is geanalyseerd tijdens het IMPACT-project. In kader van het FLOODSITEproject werd de IMPACT-dataset verder geanalyseerd en werden de belangrijkste processen voor model ontwikkeling en validatie geïdentificeerd. In juni 2008 voerde het LWI-instituut (Geisenhainer, 2008) in Hannover, Duitsland een aantal bresgroeitests op grote schaal uit. Het doel van de experimenten was het onderzoek naar bresinitiatieen bresgroeiprocessen als gevolg van golfIMPACT en overloop mechanismen. De test gebeurde als finale test binnen een hele reeks testen in kader van het FLOODSITE-project, met focus op golfoverloop van de dijk die startte aan de top van het binnentalud. De volledige testreeks kan in 4 fasen worden onderverdeeld: van de invloed van golfIMPACT op de erosie van grasbekleding (fase 1) tot het groeien van de bres (fase 4). De karakteristieken van het dijkmodel zijn benaderen deze van een SIGMA-dijk in Vlaanderen: kernmateriaal bestaande uit zand en een afdekkingslaag van klei van 0.6 m met gras. Het belang van de resultaten van de test zijn beperkt voor bresgroei van rivierdijken, aangezien de belangrijkste reden van faling van de dijk golfIMPACT was. De effecten van overloop kon niet geëvalueerd worden (wegens beperkte pompcapaciteit van de golfgoot). De verdieping van de bresbodem, zoals voorgesteld in Figuur 25, gebeurde dan ook anders dan het geval zou zijn indien


WL2010R706_08c_rev2_0

41


enkel overloop zou voorgekomen zijn tijdens de test. Toch kunnen er uit de metingen ook een aantal parallellen worden getrokken met andere bresgroeitests, zoals: • •

Het effect van het discreet vallen van ‘kleiblokken’ op erosie van talud en kruin is zeer significant en moet dus worden beschreven in numerieke modellen De lagenstructuur van dijken spelt een zeer belangrijke rol bij bresinitiatie en -groei en moet in bresgroeimodellen maximaal in rekening worden gebracht

Figuur 25 – Verdieping van de bresbodem tijdens fase 3 en 4 – zicht op het landtalud. De tijd weergegeven start vanaf het begin van fase 3 (FLOODSITE)

Zwin-experimenten In 1989 werd een eerste bresdoorbraak gesimuleerd in het Zwin-kanaal ter hoogte van de BelgischNederlandse grens. Hierbij werden behalve initiële dijkdimensies en beeldmateriaal tijdens de bresgroei relatief weinig metingen uitgevoerd. In 1994 werd op dezelfde plaats tweemaal terug een doorbraak gesimuleerd van een dijk opgebouwd met lokaal gewonnen zand. De dijkhoogte was 2.6 m, de kruinbreedte bedroeg 8 m en de initiële bresbreedte bedroeg enkele meters. Hierbij werden zowel dijkgeometrie als waterstanden en –snelheden in detail opgevolgd aan de hand van meetsensoren en opnamemateriaal. Dit experiment bevestigde duidelijk de 5 fasen zoals weergegeven in het BRESmodel (Visser, 1998). In Figuur 26 wordt de toename in bresbreedte weergegeven voor het Zwin’94-experiment.


WL2010R706_08c_rev2_0

42


Figuur 26 – Toename in bresbreedte gemeten tijdens één van beide Zwin’94-experimenten voor een zanddijk (Visser, 1998)

Nederlandse gegevens In de nota ‘Aanpassen van het bresgroeimodel binnen HIS-OM’ (Verheij, 2003) worden een aantal datasets voorgesteld van bressen voorgekomen in Nederland die gebruikt zijn ter kalibratie van het bresgroeimodel van ‘Verheij-Van der Knaap’ ter implementatie in HIS-OM. Een eerste dataset betreft gegevens die gebruikt werden bij de in 2003 in HIS geïmplementeerde bresgroeiformules. Ook gegevens van de dijkdoorbraak van het Land van Maas en Waal (1805) worden vernoemd. In 2001 heeft een prototypeproef plaatsgevonden te Bergambacht. In 2002 werd een Noorse damdoorbraakproef uitgevoerd. Tenslotte worden oudere data vermeld door Steetzel (1993). Samen betreft dit een vrij volledig beeld van wat beschikbaar is in Nederland van bresgroeidata. Ongeveer dezelfde dataset is gebruikt voor de kalibratie/validatie van het BRES-model voor zanddijken. Knoeff en Verheij (2003) geven in hun analyse van reststerkte na overloop een aantal kenmerken van Nederlandse praktijkproeven, waaronder deze van Tabel 4.


WL2010R706_08c_rev2_0

43


Tabel 4 - Kenmerken van enkele Nederlandse praktijkproeven (Knoeff en Verheij, 2003)

Visser (1998) vergelijkt voorspellingen met het BRESmodel met 9 verschillende sedimenttransportformules met de data van verschillende experimenten, onder meer in de Scheldegoot en in de Zwin-experimenten van ’89. Zhu (2006) heeft ter kalibratie en validatie van het BRES-model voor kleidijken vijf laboratoriumtests uitgevoerd in de labo’s van de TUDelft. Bodemtype zijn zand-leem-kleimengsels met telkens een verschillend watergehalte en bodemdichtheid, dijkhoogte is telkens 75 cm. Figuur 8 illustreert de dimensies van de testen. Gegevens VS Temple et al. (2006) voeren een lange termijns-onderzoeksprogramma uit naar de performantie van aarden dammen onder beheer van de US Department of Agriculture, HERU-Unit. De geteste dijken zijn typisch 2m hoog, met verschillende types vegetatie. Er worden verschillende bodemmaterialen voor het dijklichaam gebruikt, voornamelijk lemig zand en kleibodems. Een typische testdijk wordt weergegeven in Figuur 27. Temple begon in de jaren ‘80 met de aanleg van een extensieve databank van bodemerosie- en vegetatieparameters. Hanson zet dit werk sinds de jaren ’90 voort, met focus op bodemerosie en kliferosieprocessen veroorzaakt door overloop. Recent worden ook parameters van ‘piping’erosieprocessen in het onderzoek betrokken. Hanson is degene die ‘jet testmethodes’ ontwikkelde voor het meten van de bodemerodeerbaarheid (zie § ‘Meetmethodes USDA-HERU’). Hanson ontwikkelde eveneens bodem-erosievergelijkingen waarin de bemeten erodeerbaarheidsparameters kunnen gebuikt worden. Het onderzoek van Hanson en Temple onderbouwt bresgroeimodellen voor het simuleren van kliferosie door dijken (SITES/SIMBA-model, § 5.3.6 en §5.3.7).


WL2010R706_08c_rev2_0

44


Figuur 27 – Typische testdijk van de HERU-unit van de USDA-ARS met verschillende fases van kliferosie (FLOODSITE)

Tal van andere labotesten gebeurden in de jaren ’90 en later in de VS ter onderzoek van het kliferosieproces, waarvan de belangrijkste de testen van Robinson (Robinson en Hanson, 1996) zijn. De invloed van variaties in onder meer bodemmaterialen, debieten, klifhoogtes en afwaartse waterhoogtes op het kliferosieproces werden gedetailleerd onderzocht. Vooral het inzicht dat het bodemmateriaal een bijzonder grote invloed heeft op de kliferosieprocessen was vernieuwend. De testresultaten werden gebruikt voor de opbouw van het SITES-model. Wahl (2007) maakte een samenvatting van ruim 20 onderzoeksprogramma’s met meer dan 325 labotesten. Ruim 90% van de tests hadden betrekken op dijken kleiner dan 2m hoogte. Wahl concludeerde dat de data sets van de USDA-ARS en IMPACT de meest beloftevolle sets zijn voor modelevaluatie en validatie. 4.2.2

Historische dijkdoorbraken

Gegevens Vlaanderen In de studie omtrent de bresgevoeligheid van de Vlaamse (winter)dijken (IMDC, 2009) worden enkele bevindingen in verband met het falen van dijken van Vlaamse waterbeheerders weergegeven. Relevante dijkdoorbraken in kader van deze studie zijn: • •

•

Zeeschelde L.O. te Hamme-Moerzeke, afwaarts De Kramp. Erosie vooroever (bedding) (buitenbocht) verzakking riviertalud. Zeeschelde R.O. te Schellebelle (Hoge Landweg). Massieve sterk watervoerende grondlaag boven ondoordringbare grondlaag die vanuit hoog oplopend maaiveld onder dijk en Schelde doorloopt. Na langdurige periodes grote neerslag, met naijling, flinke toename van grondwaterstroming, dat bovenliggende grondlagen mee doet verschuiven. Maaiveld schuift ook mee, plots en ineens. Grote schade aan woningen. Zeeschelde R.O. te Wetteren-Hamstraat. Erg lokale watervoerende grondlaag (ondiep) (van


WL2010R706_08c_rev2_0

45


•

• • • •

vroegere beek naar Schelde) verweekt grondmassief en vooral riviertalud. Afschuiving oever en verzakking na longitudinale barsten in dijk. Dijkheropbouw met rijspakwerk. Zeer flauw riviertalud. Landtalud vervangen door betonnen muur, gezien nabijheid woningen. Zeeschelde R.O. te Wetteren (Kwatrecht), meerdere plaatsen, o.a. MPI Sint-Lodewijk, Spector Foto, e.a. Grondwaterlaag van hooggelegen rechteroever verweekt oever, met verzakking en afschuiving tot gevolg. Heropbouw van oever geschiedt met rijspakwerk tot grote hoogte, veel hoger dan waterkering zou moeten. Geval van kering die niet dient om water uit rivier tegen te houden, doch grond van hooggelegen maaiveld verhindert om in waterweg te schuiven of te verzakken. Vliet te Ruisbroek, bres gevolgd door doorbraak bij buitengewone stormvloed van 1 januari 1976. Aanleiding tot Sigmaplan. Zeeschelde te Hamme-Moerzeke: bres gevolgd door doorbraak bij buitengewone stormvloed van 1 januari 1976. Zeeschelde te Mariekerke: bres in dijk nabij bebouwing. Krokusstormen einde februari 1990: bressen op verschillende plaatsen, o.a. Rupelmonde centrum en polders Kruibeke en Bazel. Verwekingen en afschuivingen oevers zonder bres op vele andere plaatsen. Aanleiding tot eerste Actualisatie Sigmaplan (door ir. Kerstens en ir. Taverniers). Vooral invraagstelling van waakhoogte dijkkruin geeft controversie. Bovenvermelde bressen ontstonden na overloop van de dijken. De landtaluds van (niet-overloop)dijken zijn hier namelijk niet op voorzien.

In de MKBA-studie van het Sigamplan wordt een beschrijving gegeven van de bressen die in de dijken van de Vliet/Rupel en de Zeeschelde werden geslagen (Figuur 28). De kenmerken van de bressen zoals ingebouwd in het MIKE11-model voor de simulatie van de bestaande toestand, staan weergegeven in Figuur 29.

Figuur 28– dijkdoorbraak van de Zeeschelde te Moerzeke, januari 1976


WL2010R706_08c_rev2_0

46


Figuur 29– overzicht van de bressen in de Rupel en de Zeeschelde in januari 1976


WL2010R706_08c_rev2_0

47


Gegevens IMPACT Naast het uitvoeren van brestesten, werd in kader van IMPACT ook gegevens verzameld van historische dijkdoorbraken in Hongarije en Tjechië. Zowel data, locatie, oorzaak, faalmechanisme, dijkparameters, bodemtypes, enzovoort werden verzameld voor meer dan 1000 bressen in Hongarije alleen al, voornamelijk langs de Donau en de Tisza. De meeste bressen werden veroorzaakt door overtopping. De analyse van deze data maakt een begroting mogelijk van de te verwachten bresbreedte voor dijksegmenten in Hongarije en Tjechië. Gegevens USBR De US Bureau of Reclamation (US-BR) ontwikkelde een databank met informatie en details voor 108 dijkdoorbraak case studies. De gegevens werden verzameld door Wahl en geanalyseerd door Courivaud. Van alle data werd door Courivaud een dataset geselecteerd waarvan de data potentieel voldeden voor het testen en valideren van bresgroeimodellen. Een totaal van 13 case studies werd geëvalueerd op datakwaliteit. Van deze 13 case studies werden 7 datasets beschouwd als voldoende gedetailleerd voor het grondig evalueren van numerische modellen: • • • •

4.3 4.3.1

2 test cases van de USDA-ARS (2m hoge cohesieve dijken, overloop met kliferosieprocesssen) 3 test cases van de IMPACT databanken (4.5-6m hoog, overloop van kleidijken, graveldijken en composiet dijken) Oros Dam dijkdoorbraak Banquio Dam dijkdoorbraak

Geotechnisch onderzoek IMPACT

Bedoeling is een methode te ontwikkelen voor het ‘snel’ inschatten van de sterkte van dijksegmenten, maar waarbij meer informatie wordt bekomen dan met een visuele inspectie. Onderzoek werd voornamelijk aan de hand van veldtesten gevoerd in Tsjechië op plaatsen waar men weet dat de kans op een dijkdoorbraak reëel is. De IMPACT monitoring toont aan dat geofysische methodes de reële situatie van een dijk beter kunnen inschatten dan visuele methodes, maar dat een ‘expert toepassing’ noodzakelijk is ter interpretatie van de (vaak grote hoeveelheid) data (Morris et al, 2004). 4.3.2

IJkdijk

De doelstelling van Stichting IJkdijk valt samen te vatten als het ontwikkelen van bouwstenen voor een algemeen toepasbaar monitoringssysteem voor waterkeringen dat inzicht geeft in de actuele sterkte van waterkeringen en ontwikkelingen hierin. In 2008 is door Stichting IJkdijk en Rijkswaterstaat Dienst Verkeer en Scheepvaart -Innovatie Test Centrum, een stabiele dijk gebouwd. Deze dijk werd onder gecontroleerde omstandigheden bezweken volgens het faalmechanisme macro-instabiliteit, met als doel het bepalen of gebruik van meet- en sensortechnieken een aanvulling vormt op de reguliere visuele inspectie voor het tijdig detecteren van grootschalige (in de dijk en de ondergrond) stabiliteitsproblemen van waterkeringen. Uit de analyse van de meetresultaten (Weijers et al., 2009) is geconcludeerd dat beweging en deformatie van de dijk parameters zijn die reeds voor het bezwijken (circa 48h) van de dijk al indicatief zijn voor zwakke plekken (Figuur 30, Figuur 31). Sensoren kunnen dus vroegtijdig het optreden van verzakking van de dijk opsporen. Andere parameters, zoals temperatuur en trillingen, zijn slechts indirect relevant.


WL2010R706_08c_rev2_0

48


Figuur 30 – Doorgebroken ijkdijk (Stichting Ijkdijk)

Figuur 31 – Deformatie tijdserie een uur voor het bezwijken van de dijk tot 10 minuten na doorbraak van de dijk. De kleurenschaal is verruimd naar ±20 cm. De figuren geven de vormverandering aan ten opzicht van de eerste scan (Stichting Ijkdijk).

Na het succes van het full-scale macrostabiliteitsexperiment in 2008 werd in 2009 een full-scale pipingexperiment uitgevoerd. Twee testen werden uitgevoerd ter validatie van een empirische aanpassing van het rekenmodel van Sellmeijer, bij twee andere testen werden nieuwe monitoringstechnieken getoetst. De afmetingen van de dijk kan worden vergeleken met die van een regionale waterkering. De


WL2010R706_08c_rev2_0

49


constructie bestond uit een kleidijk van 3, 5 m op een zandpakket van 3 m dik. Op de interface van klei en zand bevonden zich waterspanningsmeters en andere sensoren om het pipingproces te volgen. Vooral de waterspanningsmeters lieten toe het pipingproces nauwgezet te volgen. Een opmerkelijke vaststelling was dat éénmaal een doorgaand kanaal was gevormd, het vergroten van dit kanaal (‘ruimen’) nog ruim 24h duurde. Eenmaal het ruimproces de benedenstroomse zijde bereikte, namen het debiet en zandtransport sterk toe gevolgd door het bezwijken van de dijk. De validatie en aanpassing van het model van Sellmeijer wijzen uit dat het model niet ‘te veilig’ is. De rekenregel van Bligh, die de kwelweglengte niet meeneemt, blijkt minder betrouwbaar.

4.4

Golfoverslag-simulator

De golfoverslag-simulator is een container vol water die bovenop de dijk geplaatst wordt, en waarmee overslaande golven worden nagebootst (Figuur 32). Bij verschillende overslagdebieten en overslagperioden wordt nagegaan hoe erosiebestendig de grasbekleding van het binnentalud en de onderliggende lagen zijn. Er wordt typisch uitgegaan van een golfhoogte van 2m, wat veel meer is dan bij rivierdijken over het algemeen voorkomt. De periode van overslag tijdens de testen bedraagt typisch 6h. Naast grasbekleding worden ook harde bekledingsmaterialen (o.a. steenasfalt) op erosiegevoeligheid getest. Ook de invloed van initiële beschadigingen (bijvoorbeeld als gevolg van mestinjecties) op de erosiebestendigheid van het talud wordt nagegaan. De proeven hebben geleid tot een aantal voorlopige conclusies met betrekking tot bresinitiatie door overloop, die nog moeten worden bevestigd door volgende overslagproeven (Golfoverslagproeven Zeeuwse Zeedijken, 2008) : •

•

•

• •

Gras, de gebruikelijke taludbekleding, is veel sterker dan gedacht. Zonder zichtbare schade liet men 30 tot 50 keer meer water over de dijk lopen dan is toegestaan op zeedijken in Groningen, Friesland en Zeeland. Men onderzoekt nu of de criteria voor overslag niet onnodig streng zijn en daarmee onnodig duur. Een binnentalud van klei met gras bij een overslag van 30 l/s zal nooit door erosie zal bezwijken. De erosiebestendigheid wordt daarbij vooral bepaald door het gras. De kwaliteit of het beheer van het gras heeft daarbij weinig invloed. Overgangen talud - horizontaal zijn een bron zijn voor initiële schade een doorgaande erosie naar stroomopwaarts richting dijkkern (vaak via kliferosieprocessen). Doordat de schade dan helemaal beneden aan de dijk ontstaat, moeten de overloopprocessen zeer lang duren eer een dijkdoorbraak kan ontstaan als gevolg van initiële schade op de overgang talud - horizontaal. Snedes met mestinjecteur hebben over het algemeen slechts lichte schade als gevolg. Een gat in de kleilaag die de onderliggende zandkern bereikt, veroorzaakt bij een groot overslagdebiet (meer dan 50 l/s.m) een snelle doorgaande erosie.


WL2010R706_08c_rev2_0

50


Figuur 32 – Beelden van een golfoverslagproef op een zeedijk te Delfzijl (Golfoverslagproeven Zeeuwse Zeedijken, Factual Report, 2008)

4.5

Toekomst

Er zijn nog verschillende hiaten in de kennis omtrent bresgroei (Morris et al., 2009a), zoals de rol van verschillende vegetatietypes in de bresgroeiprocessen, de invloed van transities in complexe dijkstructuren en de bepaling van erodeerbaarheid van verschillende bodemtypes. Voor deze hiaten is het verzamelen van goede meetdata, waarbij de bodemcondities goed gekend zijn, onmisbaar. Er zijn echter weinig projecten in de nabije toekomst voorzien die de data zullen voorzien om de kennishiaten omtrent bresgroei op te vullen. Enkel de testen uitgevoerd aan het USDA- HERU voor dijken met een beperkte hoogte (2m) zullen extra data aanleveren, vooral omtrent het meten en karakteriseren van de erodeerbaarheid van dijken (Hanson en Cook, 2004). Wat betreft geofysisch onderzoek hopen dijkbeheerders met dergelijke meettechnieken in de nabije toekomst real-time inzicht verkrijgen in actuele sterkte van dijken. Niet alle waterkeringen in Nederland moeten uitgerust worden met een dergelijk monitoringssysteem als aanvulling op traditionele inspectietechnieken. Dit is slechts nodig voor keringen en omstandigheden die wel vragen om aanvullende monitoring, bvb op cruciale locaties. In Nederland denkt men in de nabije toekomst dijken te inspecteren door middel van een combinatie van remote sensing technieken (inzoomen op verdachte plekken), visuele inspectie en in situ sensoren.


WL2010R706_08c_rev2_0

51


Bresgroeimodellen

5 5.1

Algemeen

De onzekerheid in de voorspelling van bresgroei wordt gereduceerd naarmate er meer onderzoek gedaan wordt, maar bresinitiatie en bresgroei zijn nog steeds een belangrijke bron van onzekerheid binnen het simuleren van overstromingsprocessen. De nauwkeurigheid van voorspellende bresgroeimodellen is immers niet zo hoog als bijvoorbeeld stromingsmodellen. De moeilijkheid ontstaat bij het trachten te voorspellen van de complexe interacties tussen bodem, water en structuur. Bij het IMPACT project werd er geopperd dat de modelnauwkeurigheid voor de voorspelling van de piekafvoer misschien ±30% was. Volgens FLOODSITE (Morris et al., 2009b) kan dit cijfer ondertussen bijgesteld worden tot ±20-25%.

5.2

Type modellen

Grosso modo kan gesteld worden dat de onzekerheid van de modelvoorspelling omgekeerd evenredig is met de modelcomplexiteit. Eenvoudige modellen vereisen zeer weinig data, maar hun voorspellingen zullen een significante onzekerheid in zich dragen (bijvoorbeeld piekafvoer-vergelijkingen). De gebruiker moet dan beslissen welke foutenmarges (of onzekerheid) aanvaardbaar zijn voor de toepassing onder studie (Morris et al., 2009b). De recent afgeronde FLOODSITE-studie geeft een aantal belangrijke aanbevelingen met betrekking tot het selecteren van het type model (Morris et al., 2009a, b): • •

•

Pas het juiste type model toe voor het juiste type dijk, toestand dijk en verwacht faalmechanisme. De huidige mate van kennis geeft aan dat het vandaag doenbaar is om een fysisch gebaseerd model toe te passen voor de voorspelling van bresontwikkeling. Zeer vereenvoudigde modellen zouden daarom enkel gebruikt mogen worden als indicatie voor de meest waarschijnlijke gebeurtenissen en niet wanneer potentieel verlies van mensenlevens of een significante schade in het vooruitzicht gesteld wordt. Daarenboven zal het gebruik van een fysisch gebaseerd voorspellingsmodel een meer verfijnde inschatting van het stroomhydrogram opleveren, zelfs wanneer de vereiste data (bodemparameters etc.) gebaseerd zijn op expertise, eerder dan rechtstreekse metingen. Voor het inschatten van overstromingsrisico’s naar aanleiding van bresvorming is het belangrijk de waterstandsverlopen open afwaarts de bres in rekening te brengen. De piekafvoer van een breshydrogram is immers niet steeds noodzakelijk gecorreleerd te zijn met de ergste (diepste) stromingscondities afwaarts. De stromingscondities afwaarts ontstaan als een functie van het volume en de snelheid van waterverplaatsing in combinatie met de lokale topografie. De voorspelling van het volledige breshydrogram is daarom vereist om een nauwkeurige overstromingsrisico-inschatting te kunnen opstellen.

De bresgroeimodellen kunnen onderscheiden worden in verschillende type modellen, nl. regressiemodellen, vereenvoudigde fyisische modellen en gedetailleerde fysische modellen (Kahawita, 2007). 5.2.1

Regressiemodellen

Regressiemodellen zijn vereenvoudigde bresgroeivergelijkingen die meestal opgesteld werden adhv. data verzameld tijdens een aantal gedocumenteerde dijkbreukgebeurtenissen of schaalexperimenten. Bresparameters zoals piekdebiet, bresbreedte of tijd tot piekdebiet door de bres worden geschat door middel van voorspellende vergelijkingen, die afgeleid zijn als de best passende regressievergelijking van de beschikbare data.


WL2010R706_08c_rev2_0

52


Het grote voordeel van deze vergelijkingen is hun eenvoud: computermodellen zijn vaak niet eens nodig. Deze eenvoud is tegelijkertijd ook de grootste zwakheid, gezien de grote onzekerheid op de voorspellingen. Gebruikers hebben gewoonlijk weinig kennis van de dataset waarop de vergelijkingen gebaseerd zijn en dus ook geen inzicht in het geschikte toepassingsgebied of de mogelijke beperkingen waaraan het gebruik van deze empirische vergelijkingen onderworpen is. Een bijkomende beperking van deze vergelijkingen is dat er enkel discrete waarden voorspeld worden door de vergelijkingen. Het piekdebiet zal bijvoorbeeld wel voorspeld worden, maar niet het volledige afvoerhydrogram, of wel de uiteindelijke bresgrootte, maar niet de bresgroei in de tijd. Indien vervolgens een hydrogram rond het gesimuleerde piekdebiet wordt geschat, zal de foutenmarge (in de meeste gevallen) nog vergroten. De bekendste voorbeelden van deze modellen zijn de vergelijkingen van Froehlich en de vergelijkingen van Von Thun en Gillette, telkens gebaseerd op ongeveer 60 dijkdoorbraken. De vergelijkingen van Froehlich voor het voorspellen van bresbreedte en bresvormingstijd zijn (Froehlich, 1995):

B = 0.1803K 0Vw

t f = 0.00254Vw

0.32

0.53

hb0.19

[vergelijking 3]

hb−0.9

[vergelijking 4]

Recent heeft Froehlich een vergelijking opgesteld die het piekdebiet geeft in functie van hydraulische parameters (Froehlich, 2008):

(

Q p = 0.607 Vw

0.295

hw

1.24

)

[vergelijking 5]

De vergelijkingen van Von Thun en Gillette voor erosie-resistente materialen zijn (Von Thun en Gilette, 1990):

t f = 0.020hw + 0.25 tf =

[vergelijking 6]

B 4 hw

[vergelijking 7]

De vergelijkingen van Von Thun en Gillette voor gemakkelijk erodeerbare materialen zijn: t f = 0.015hw [vergelijking 8]

tf =

B 4hw + 61.0

[vergelijking 9]

De volgende grootheden komen voor in deze vergelijkingen: Qp : piekdebiet(m³/s) Vw : Volume water boven bresinlaat bij tijdstip falen (m³) hw : Waterdiepte boven bresinlaat bij tijdstip falen (m)

B : gemiddelde bresbreedte (Btop + Bbottom)/2 Btop : bresbreedte aan top van bres Bbottom : bresbreedte aan bodem van bres hb : hoogte van bres hw : hydraulische waterdiepte van dam bij faling (boven bresbodem) K0 : overloop correctie-factor (1.4 bij faalmode overloop, anders 1)


WL2010R706_08c_rev2_0

53


tf : bresvormingstijd (uur) Het gebruik van de vergelijkingen van Von Thun en Gillette veronderstelt een aanname of schatting van de gemiddelde bresbreedte. 5.2.2

Semi-fysische modellen

De grote range van onzekerheid die verbonden is aan de empirische regressiemodellen aan de ene kant en de complexiteit van de volledig fysisch-gebaseerde modellen aan de andere kant hebben auteurs zoals Singh (Singh en Scarlatos, 1989) en Walder (Walder en O’Connor, 1997) ertoe aangezet om ‘semi-fysisch’ gebaseerde modellen te ontwikkelen. Dit zijn modellen die gebaseerd zijn op de achterliggende fysische processen, maar met vereenvoudigde aannames om de faalmechanismen van dijken te modelleren. Het doel van deze modellen is het verhogen van de voorspellingscapaciteit en – nauwkeurigheid door in beperkte mate sommige fysische processen toe te voegen die de dijkbreuk bepalen, echter zonder dat deze berekeningen de ganse berekeningsprocedure compliceren. Daarbij worden in dit soort modellen gewoonlijk de volgende aannames gemaakt: • • •

de stroming over de dijkkruin kan voldoende nauwkeurig beschreven worden door afvoer/hoogte-relatie van een brede overlaat op de dijkkruin bestaan kritische stromingscondities het bresgroeiproces is tijdafhankelijk

Hoofdzakelijk gebaseerd op de bovenstaande veronderstellingen, kan een model ontwikkeld worden om het hydrogram van de stroming doorheen een gefaalde dijk in te schatten. Er bestaan 2 soorten semi-fysische gebaseerde modellen nl. analytische en parametrische modellen (Kahawita, 2007). Analytische modellen voorspellen de bresgeometrie en het breshydrogram op basis van sterk vereenvoudigde fysische vergelijkingen. Parametrische modellen voorspellen het breshydrogram analytisch, maar gebruiken daartoe waarden voor bresdimensies, -vorm en groei afkomstig van regressievergelijkingen. Soms vereisen deze modellen van de modelgebruiker een erosiesnelheid voor de bresgroei ofwel de uiteindelijke afmetingen en vorm van de bres en/of de tijd die nodig is vooraleer de volledige bres gevormd is en de effectieve dijkbreuk optreedt. Het model voorspelt dan een groeipatroon dat deze parameters beschrijft en produceert daarmee een stroomhydrogram. Nochtans kunnen deze parameters niet eenvoudig geïdentificeerd worden en kunnen ze significant verschillen van de ene situatie ten opzichte van de andere. Aangezien deze modellen schijnbaar een meer nauwkeurige voorspelling leveren van het stromingspatroon in vergelijking met de empirische vergelijkingen, reflecteren ze toch slechts de gegevens die de gebruiker ingegeven heeft en kunnen ze evenzeer de grote mate van onzekerheid op deze data vertonen. Een voorbeeld van een parametrisch model is de ’quick-and-dirty’ formule van Verheij-van der Knaap. Deze vergelijking geeft het verloop van bresdimensies in functie van de tijd, en bevat twee parameters (c1, c2) die bij het opstellen van de vergelijking gekalibreerd werden op basis van laboratoriumexperimenten en gegevens van historische dijkdoorbraken. De vergelijking werd bekomen door in eerste instantie de formules voor een volkomen overlaat en komberging in de achterliggende polder te combineren, wat leidt tot de volgende algemene formulering voor het verloop van bresbreedte in functie van de tijd:

⎛ t ⎞ B = c1 log ⎜ 1 + ⎟ ⎝ c2 ⎠ uc g 0,5 H 1,5 c2 = en c1 = c4 g.c3 uc

[vergelijking 10]

Waarbij: B

=

Bresbreedte

[m]

c1

=

Coëfficiënt

[m]


WL2010R706_08c_rev2_0

54


c2

=

Coëfficiënt

[s]

c3

=

Coëfficiënt

[-]

t

=

Tijd

uc

=

kritische stroomsnelheid, gerelateerd aan weerstand dijkmateriaal

g

=

versnelling zwaartekracht [m3/s]

H

=

waterstandsverschil over de bres (hbuiten – hbinnen)

c4

=

coëfficiënt

[s] [m/s]

[m]

[-]

Door het fitten van deze algemene bresgroeiformulering aan gegevens van dijkdoorbraken worden de waarden voor c1 en c2 bekomen. Op die manier wordt de Verheij-Van der Knaap vergelijking bekomen. De formules gegeven voor de bresgroei voor zanddijken, kleidijken en de volledige formule voor zand én klei zijn respectievelijk:

Zanddijk: B = 1, 2 Kleidijk: B = 1, 4

⎛ 0, 04.g ⎞ g 0,5 H 1,5 log ⎜1 + t⎟ uc uc ⎝ ⎠

⎛ 0, 04.g ⎞ g 0,5 H 1,5 log ⎜ 1 + t⎟ uc uc ⎝ ⎠

Zand- en Kleidijk B = 1,3

⎛ 0, 04.g ⎞ g 0,5 H 1,5 log ⎜1 + t⎟ uc uc ⎝ ⎠

0.04.g g 0.5 .H 1.5 (1 + )⋅t B = 1.3 log . uc uc

[vergelijking 11]

[vergelijking 12]

[vergelijking 13]

[vergelijking 14]

Deze laatste formule wordt ook wel de Verheij-Van der Knaap formule genoemd. Deze formule is gebaseerd op beschikbare bresgegevens en is geïmplementeerd in HIS-OM (Verheij, 2003). De formule is geldig eenmaal de bresinitiatiefase is afgerond, d.i. vanaf het laagste kruinniveau is bereikt ter hoogte van de initiële bres. De bresinitiatiefase beschrijft de daling van de kruinhoogte ter hoogte van de initiële bres door middel van een lineaire afname in tijd van de kruinhoogte tussen het initiële niveau en het laagste niveau van de bres. De kritische stroomsnelheid gerelateerd aan de weerstand van het dijkmateriaal is beschikbaar in een tabel. De kritische stroomsnelheid kan ook bepaald worden met (Vroeg et al., 2002):

uc = 0,5 τ c

[vergelijking 15]

uc = uc , zand (1 + 0, 01α Pklei ) + β (0, 65 −

n ) 1− n

[vergelijking 16]

waarbij: uc

=

kritische stroomsnelheid [m/s]

τc

=

kritische schuifspanning [Pa]

uc,zand

=

kritieke stroomsnelheid voor zand [m/s]

α

=

factor


[-]

WL2010R706_08c_rev2_0

55


β

=

factor

[-]

Pklei

=

percentage klei [%]

n

=

poriëngehalte

[-]

Typische waarden voor de kritieke stroomsnelheid zijn 0,2 m/s voor zand en 0,5 m/s voor klei. De fit van de vergelijking aan de gegevens wordt in Figuur 33 weergegeven.

Figuur 33 – Van der Knaap formules en wortelfuncties gebruikt binnen SOBEK. De data van dijkbreuken waaraan de vergelijking is gefit wordt eveneens in de figuur weergegeven (Verheij, 2003).

Het probleem van dergelijke vereenvoudigde vergelijkingen is dat zij slechts toepasbaar zijn voor gelijkaardige test data en bijgevolg dijktypes en faalmechanismes. Daarom kan dit type sterk vereenvoudigde vergelijkingen enkel gebruikt worden voor dijken waarvan men zeker is dat deze gelijkaardig zijn aan de testdijken. Over het algemeen moeten deze vergelijkingen zoveel mogelijk vermeden worden, ten voordele van meer fysisch onderbouwde modellen (Morris et al., 2009b).


WL2010R706_08c_rev2_0

56


5.2.3

Fysische modellen

Fysisch gebaseerde modellen verschillen significant van de empirische, analytische en parametrische modellen zoals hierboven beschreven. Fysisch-gebaseerde modellen simuleren de faling van dijken op basis van de processen die tijdens een dergelijke faling geobserveerd kunnen worden. Dit omvat de stromingspatronen van het water, erosieprocessen en instabiliteitsprocessen. De voordelen van het gebruik van fysisch gebaseerde modellen zijn: •

•

•

De bresgroeiprocessen worden gesimuleerd door de modellering van de geobserveerde fysische processen, waaronder hydraulische aspecten, sedimenttransport, grondmechanica en de algemene stabiliteit van de structuur. Een echte inschatting van het stromingspatroon doorheen de bres en van het proces van bresontwikkeling wordt gemaakt, zonder (in de meest recente modellen) van tevoren een proces te moeten identificeren of zonder een beperking in te stellen van de mogelijke groeiprocessen. Onzekerheden in de individuele processen of parameters kunnen mee geïmplementeerd worden in het model.

De typische nadelen van het gebruik van fysische gebaseerde modellen zijn: • •

De rekentijden van het model kunnen behoorlijk lang worden aangezien de simulatie van de fysische processen meer complex wordt De huidige rekenkracht van de computers maakt het mogelijk om 1D en pseudo-2D modellen met inbegrip van hydraulica, sedimenttransport, grondmechanica en structuurstabiliteit te draaien. Het gebruik van 2D en pseudo-3D modellen waarin al deze elementen vervat zitten wordt in overweging genomen en de bijhorende modellen worden momenteel ontwikkeld, maar deze zijn nog niet praktisch toepasbaar in termen van rekentijden van de modellen of zijn nog niet gevalideerd in termen van de verbeterde performantie, zeker in relatie tot de veel snellere 1D modellen.

Fysisch-gebaseerde modellen kunnen verder onderverdeeld worden in empirische en theoretische modellen, gebaseerd op het aandeel van empirische relaties in het model versus theoretische processen. Empirisch-fysisch gebaseerde modellen verdeelt de bresgroeiprocessen in verschillende fasen, waarbij verschillende stromings- en erosiemechanismen dominant zijn. De individuele fasen worden dan gemodelleerd gebruik makend van vergelijkingen waarvan de parameterwaarden empirisch zijn afgeleid. Theoretisch-fysisch gebaseerde modellen trachten de stromingsregimes en erosieprocessen met fundamentele differentiaalvergelijkingen te benaderen waarbij zo weinig mogelijk empirische vergelijkingen gebruikt worden. Voorbeelden van fysisch-gebaseerde modellen worden hierna besproken. De meeste voorbeelden zijn fysisch-gebaseerde, empirische modellen (NWS Breach, BRES, SIMBA, RUPRO). Een aantal daarvan, bvb SIMBA, worden beschouwd als de meest beloftevolle modellen voor de toekomst (zie § 5.5). Een voorbeeld van een theoretische model nl. FIREBIRD wordt summier besproken in § 5.3.4. Het HR BREACH, dat wordt besproken in § 5.3.5, situeert zich tussen beide types fysisch gebaseerde modellen.

5.3 5.3.1

Detailbespreking van fysisch-gebaseerde modellen Focus

De meest toegepaste en veelbelovende fysische modellen voor de toekomst worden in dit hoofdstuk besproken. Een aantal fysische modellen, zoals het NWS-Breach of het BEED-model zijn verouderd (zie § 5.3.2.). Het NWS Breach-model wordt nog steeds veel gebruikt, waardoor het toch besproken wordt. Het BEED-model heeft een gelijkaardige structuur als het NWS Breach-model, en wordt bijgevolg niet verder besproken. Andere modellen kunnen vandaag niet op grote schaal toegepast worden voor Vlaamse dijken, door het gebrek aan gedetailleerde geotechnische gegevens. Het Firebird-model is naar alle waarschijnlijkheid te gedetailleerd om op grote schaal toegepast te worden voor Vlaanderen, en kan vandaag alleen voor case-studies kunnen gebruikt worden waar gedetailleerde boorgegevens


WL2010R706_08c_rev2_0

57


beschikbaar zijn. In § Fout! Verwijzingsbron niet gevonden. wordt de integratie van bresgroeimodules in numerieke modellen besproken. In een volgend deelrapport van deze studie wordt meer in detail besproken welke modellen het meest in aanmerking komen voor de Vlaamse dijktypes en faalmechanismen. Onder meer de model in- en outputs en een onderlinge vergelijking van de verschillende modellen komen dan aan bod. 5.3.2

DAMBRK- NWS BREACH

Het DAMBRK model (Fread, 1984) is een hydrodynamisch routingsmodel (1D-Saint-Venant) dat een bres-simulatie routine bevat waarin de bres wordt geïnitieerd aan de top van de dam en de bres uniform neerwaarts en zijwaarts groeit tot de ultieme bresdimensies worden bekomen op een door de gebruiker gespecificeerd tijdstip. DAMBRK kan superkritische stroming modelleren voor ofwel de ganse stroming ofwel voor enkel een opwaarts gedeelte van de stroming, maar de stroming wordt superkritisch verondersteld tijdens de ganse duur van de simulatie. Fread (1988) ontwikkelde vervolgens het fysisch-gebaseerde BREACH (NWS) model om op meer realistische wijze bressen te simuleren veroorzaakt door overloop of piping. Het model gebruikt de Meyer-Peter en Müller sediment transport vergelijking zoals aangepast door Smart (1984) voor steile kanalen. Het model laat de specificatie toe van drie verschillende materialen: een kern, een afwaartse buitenlaag en een begroeide deklaag of steenbestortingslaag aan de afwaartse zijde van de dam. De kritische materiaalkarakteristieken zijn de densiteit, hoek van inwendige wrijving, cohesie en korrelgrootte diameter D50. Stroming door de bres wordt bepaald door vergelijkingen voor stromingen door een opening of over een overlaat en de stroming over de helling van de dam wordt gemodelleerd aan de hand van een quasisteady uniforme stroming met een ruwheid bepaald door de Strickler vergelijking voor de Manning ruwheidswaarden. Het model gebruikt een veel simpeler rekenalgoritme dan dat van Ponce en Tsivoglou (1981). Het model brengt ook het effect van het (variërende) opwaartse waterpeil in rekening. Het model introduceert 2 structurele mechanismen die kunnen bijdragen tot de bresvorming: de stabiliteit van de zij-hellingen en het mogelijke afschuiven van het bovenste gedeelte van de dam. In het BREACH model heeft de bres initieel een rechthoekige vorm; wanneer de diepte van de bres een kritische waarde hc bereikt, wordt de overgang naar een trapezoïdale vorm bekomen. De kritische diepte hc hangt af van de materiaalkarakteristieken (hoek van inwendige wrijving, cohesie, densiteit). Piping mechanismen die leiden tot bresinitiatie en vervolgens progressieve bresgroei zijn in het model beschreven. Figuur 34 illustreert hoe in NWS Breach de verschillende bresstadia elkaar opvolgen na overloop van een dam of dijk. Eerst wordt een smal kanaal gevormd op het landtalud (a). Dit kanaal erodeert parallel met het landtalud (b), totdat de volledige kruinbreedte is geërodeerd (c). Nadat de kruin verder is verlaagd en de bresbreedte is toegenomen (d), kan hellingsinstabiliteit voorkomen (e) die de bresbreedte doet toenemen. Erosie en hellingsinstabilteit doen de bresbreedte verder toenemen tot de finale bresbreedte (f).


WL2010R706_08c_rev2_0

58


Figuur 34 – Abstracte voorstelling hoe in NWS Breach de verschillende bresstadia elkaar opvolgen na overloop van een dam of dijk (Terjal et al, 2009).

Het BREACH model is nog steeds een vaak toegepaste fysisch-gebaseerde bresgroeimodel. Het model is op een aantal vlakken echter verouderd in vergelijking met andere modellen vandaag beschikbaar (IMDC, 2006). Zo wordt de erosie van de bres uniform verondersteld, en wordt de helling van de bres gelijk gesteld aan de helling van het land-talud. Het model is ook zeer gevoelig voor een aantal parameters, zoals de interne wrijvingshoek. Wallingford (2005) stelt dat het NWS BREACH model slechts gekalibreerd is aan de hand van een zeer beperkte data set (ongeveer 5 data sets). Mohamed (1998) toonde aan dat het model inconsistente resultaten kan opleveren onder sommige belastingscondities. 5.3.3

BRES (Visser/Zhu)

In § 3.2 en § 3.3 wordt het BRES-model voor zand- en kleidijken gedetailleerd weergegeven. In de BRES-modellen wordt de tijd berekend die nodig is om de verschillende fasen te doorlopen. Hierin verschilt het model van de meeste andere fysisch gebaseerde bresgroeimodellen, die debieten en erosiehoeveelheden in discrete secties doorheen de dijk beschrijven. Hierdoor kan het BRES-model snel doorgerekend worden, en bijgevolg relatief eenvoudig geïntegreerd worden in globale numerieke overstromingsmodellen (Morris et al., 2009a). Nadelen van het BRESmodel (Knoeff en Verheij, 2003) zijn: • • • •

veel invoerparameters waarvoor het model gevoelig is, en die vaak onbekend zijn sedimenttransportformules zijn maar geldig zijn tot 2 m/s het model is ongevoelig voor binnenwaterstand (van belang voor fase 4 en 5) het model heeft een gesloten structuur, waardoor het moeilijk te combineren is met overstromingsmodellen

Het model zal in de nabije toekomst gebruiksvriendelijker gemaakt worden en de integratie in routingmodellen vergemakkelijkt (Visser en Verheij, 2009).


WL2010R706_08c_rev2_0

59


5.3.4

HR Breach

HR Breach vóór FLOODSITE De schermoutput in Figuur 35 van het HR BREACH model toont de voorspelling van bresgroei in vier opeenvolgende stappen. Het model is een fysisch gebaseerd voorspellingsmodel, wat betekent dat het de processen van bresvorming die typisch geobserveerd worden, kan simuleren. Voor de gebruiker betekent dit dat het model de snelheid en de vorm van de bresgroei voorspelt, waardoor tevens een inschatting gemaakt wordt van de waterstroming doorheen de bres. Het model hangt niet af van regressie-analyse, van het fitten van data aan dijkbreuken in het verleden en het werd ook niet rechtstreeks gekalibreerd op gelijk welke specifieke gebeurtenis. Het model anno 2004 was als standalone module aanwezig binnen het ISIS-pakket, en omvatte: •

• •

• •

• • • • • • •

Een numerieke voorstelling van de stroming over en door de bresvorming in een dijklichaam, door gebruik te maken van parallelle secties doorheen de dijk, waardoor het mogelijk werd om het erosieprofiel te voorspellen Een 1D vereenvoudigd stromingsmodel dat een stationaire stroming van het water door de bres op elke tijdstap kon voorspellen 2D simulatie van de bresvorming door de sectie per sectie updating op basis van erosie ten gevolge van waterstroming in combinatie met een sectie per sectie stabiliteitsanalyse om rekening te houden met een plotse faling van de breszijkanten (laterale verbreding). Simulatie van oppervlakkige beschermingslagen zoals een gras- of steenbedekking Simulatie van erosie door gebruik te maken van zowel evenwichtsvergelijkingen van sedimenttransport als vergelijkingen voor erosiesnelheid en –diepte (zoals Chen en Anderson , of Hanson en Cook (2004)). Simulatie van gelaagde dijken door de analyse van de structurele stabiliteit van een dunne kleikern binnenin een aarden dijk. Windows gebaseerde user interface Geprogrammeerd in C++ om toekomstige integratie in andere stromingsmodellen mogelijk te maken Online help en een data invoer wizard om de gebruiker doorheen de model opzet te loodsen Grafieken op het scherm die de voorspelde breserosie, overstromingspeilen en stromingen tonen (zie Figuur 35) Mogelijkheid tot Monte Carlo simulaties om onzekerheden in modelparameters in te schatten. Een aantal methodes zijn beschikbaar om erosie te simuleren door de bres. Deze methodes zijn voornamelijk sediment transport vergelijkingen zoals die van Bagnold-Visser (Visser,1998) maar ook erosievergelijkingen zijn toepasbaar.


WL2010R706_08c_rev2_0

60


Figuur 35 – HR BREACH scherm dat de bresontwikkeling, de overstromingspeilen en de stroming toont (FLOODSITE)

Figuur 36 toont hoe het dijkprofiel opgedeeld is in een aantal secties. In elk van deze secties wordt een berekening gemaakt van de stroming, de erosie en de afschuifstabiliteit van de zijflanken van de bres. Figuur 37 hieronder toont de belangrijkste stromings-, erosie- en hellingstabiliteitsberekeningen die in elke tijdstap van een simulatie uitgevoerd worden. Een eenvoudig stromingsregime wordt gedefinieerd in het model (Powledge et al.,1989), zoals beschreven in § 2.2.4.

Figuur 36 – Verdeling van het dijkprofiel in stromingssecties (FLOODSITE)


WL2010R706_08c_rev2_0

61


Figuur 37 – High level process chart voor een HR BREACH model simulatie (FLOODSITE)

De bres kan een rechthoek, trapezoïde of V-vorm zijn. De vorm, grootte en locatie kunnen binnen een enkele overstroming veranderen. Verder voorspelt het programma het tijdstip van eerste bresvorming en het bresafvoerhydrogram. BREACH kan de bresgroei in een aarden waterkering berekenen als gevolg van erosie door overstroming over de kruin (d.i. overloop) of door instorten van de waterkering als gevolg van piping. De grootte van een bres wordt gedefinieerd als functie van de tijd t, door middel van: x

=

afwijking van de bres ten opzichte van het centrale punt

[m]

b

=

breedte

[m]

h

=

hoogte van de bresbodem boven referentieniveau

[m]

d

=

diepte van de bresbodem

[m]

s

=

helling van de zijwanden (m horizontaal / m vertikaal)

[-]

Met gebruik van deze parameters, kunnen bressen met verschillende vormen gedefinieerd worden (Wallingford, 2009). Bijvoorbeeld, een rechthoekige bres zou een helling van s = 0 hebben, en een crest-diepte van d = 0. Een V-vormige bres zou een breedte van b = 0 en een crest-diepte van d = 0, maar een positieve helling (s) hebben.


WL2010R706_08c_rev2_0

62


Figuur 38 – Een bres aangegeven met dikke lijn, en eenheden van definitie (handleiding Infoworks RS, 2009)

De aanpassingen aan het HR Breach model die in kader van het FLOODSITE project gebeurden worden hierna besproken. Modelaanpassingen in kader van FLOODSITE Zowel stromingsvergelijkingen als erosievergelijkingen werden aangepast in kader van het FLOODSITEproject. Wat betreft de aanpassingen aan de stromingsvergelijkingen, werd er een evenwicht gezocht zodat de nauwkeurigheid van de stromingsvoorspelling verbeterd kon worden, maar met een minimale IMPACT op de rekensnelheid van het model. De integratie van een 2D stromingsmodel zou de meest geschikte aanpak zijn voor de verbetering van de inschatting van het stromingsproces, maar dit zou een zeer nadelig effect hebben op de modelrekensnelheid. Daarom werd de huidige methode [een eenvoudig stromingsregime in combinatie met de stromingsvergelijking over een overlaat en het gebruik van de niet-uniforme stromingsvergelijking] behouden, maar aangepast om betere resultaten te genereren. Aanpassingen aan het berekeningsproces omvatten de invoering van een variabele overlaat debietcoëfficiënt die wordt aanpast naargelang de vorm van het eroderende dijkprofiel. Bijkomstig aan de wijziging van het berekeningsproces voor de overlaat-stroming (en dus ook de totale bresstroming), werden alle andere aspecten van stromingsberekening in het model nagekeken en de processen geoptimaliseerd (Morris, In Prep.). Onder deze aanpassingen vallen:    

analyse en verfijning van de methodes voor de lokalisering van de kritische sectie analyse en verfijning van de modeltoleranties analyse van verschillende numerieke schema's voor een snelle en stabiele hydraulisch profiel oplossing verfijning van de methode voor het behoud van een eenvoudige beschrijving van de secties, en daardoor de optimalisatie van de modelsnelheid.


WL2010R706_08c_rev2_0

63


Wat betreft de aanpassingen aan de erosievergelijkingen, werden alle aspecten van de voorspelling van breserosie herzien en de modelleringsaanpak werd significant gewijzigd om meer consistent te zijn met de geobserveerde fysische processen. De uitgevoerde analyses omvatten (Morris et al., 2009b): •

• •

herziening en testen van verschillende numerieke oplossingen met het gebruik van verschillende sedimenttransport vergelijkingen en de mogelijkheid voor overgangen van subnaar superkritische stroming, de aanpassing van lengtes etc. herziening van het erosievolume berekeningsproces, vooral de zijdelingse en vertikale verdeling van erosie herziening van de analyse van de hellingsinstabiliteit van de zijkanten van de bres en de voordelen van het clusteren van analyses in typische faalzones (zoals de kruin, de dijkaanzichten, etc.).

Belangrijk is op te merken dat er een overschakeling is gebeurd naar erosievergelijkingen, in de plaats van de vroegere sedimenttransport-vergelijkingen, hetgeen toelaat om in meer detail processen te beschrijven en te voorspellen zoals bodemverlies, dynamische erosieprocessen en de toepassing van erosiegevoeligheid in functie van bodemtype en bodemtoestand. De laatste stap in de model ontwikkeling (wat de erosieprocessen betreft) was de invoering van bodemzones in de dijkstructuur (zie Figuur 39) met een verschillende erodeerbaarheid. Zo kunnen bresgroeiprocessen in reële dijkstructuren beter gesimuleerd worden.

Figuur 39 – Zones in het HR BREACH model ter simulatie van een reële dijk (FLOODSITE)


WL2010R706_08c_rev2_0

64


Resultaten modelaanpassingen in kader van FLOODSITE Validatie van het HR Breach model gebeurt momenteel door het DSIG project ‘ breach modelling’ (§ 5.5). Voorlopige (niet-gepubliceerde) resultaten tonen een verbetering van modelperformantie in het simuleren van het piekdebiet van het stroomhydrogram van ongeveer 30-50% in 2005 (Morris en Hassan, 2005a) naar ongeveer 20-25% vandaag (Morris et al., 2009b). Het HR Breach-model heeft bepaalde functionaliteiten die andere modellen niet hebben, zoals de mogelijkheid om bresgroei te modelleren in composietdijken. Het huidige HR Breach model heeft echter ook tekortkomingen ten opzichte van andere bestaande modellen. Zo kan geen rekening worden gehouden met de invloeden van een constructie en/of bestort schor/voorland op de maximale bresdiepte en zo op de debieten door de bres (Visser en Verheij, 2009). In het BRES-model is dit wel mogelijk (§ 3.2). 5.3.5

FIREBIRD

Het FIREBIRD BREACH model wordt ontwikkeld op de Montréal Polytechnic (Wang en Kahawita, 2002; Wang et al., 2006), . Tot dusver is het voornamelijk ontwikkeld als een onderzoekstool voor het evalueren van verschillende sedimenttransportvergelijkingen in relatie tot bresgroei. Kahawita (2007) onderscheidde de fysisch-gebaseerde modellen in 2 groepen. De eerste groep verdeelt de bresgroeiprocessen in fasen met verschillende stromings- en erosiecondities. De fasen worden semiempirisch gemodelleerd door het gebruik van fysisch gebaseerde vergelijkingen waarvan de parameters empirisch zijn bepaald aan de hand van labo- of veldgegevens (bvb Simba-model). Een tweede groep van fysisch-gebaseerde modellen tracht de hydraulische en erosiviteitsprocessen (zo) volledig (mogelijk) met theoretische differentiële vergelijkingen te benaderen (zie ook § 5.2.3). Volgens Kahawita behoort het Firebird-model tot deze laatste groep, net als het HR Breach model. Het onderscheid tussen beide groepen is echter vrij subjectief, aangezien ook theoretisch-fysische modellen in meer of mindere mate gebaseerd zijn op empirische relaties. Zo klasseert Wahl (2009) het HR Breach model als een empririsch-fysisch model, in tegenstelling tot Kahawita. Het FIREBIRD-model is beduidend complexer dan de andere reeds ontwikkelde fysische modellen. Het model bevindt zich nog in academische fase, en is te detaillistisch voor implementatie in de Vlaamse numerieke overstromingsmodellen. Enkel de belangrijkste kenmerken worden hier weergegeven, zonder deze verder in detail te bespreken: • •

• • • 5.3.6

Faalmechanisme betreft enkel overloop van homogene aarden dammen Stromingsregime wordt gemodelleerd met de 1D-niet stationaire St. Venant vergelijkingen gekoppeld met sedimentcontinuïteitsvergelijkingen. Transkritische stromingen kunnen gesimuleerd worden Hellingsinstabiliteit wordt geëvalueerd Meerdere erosievergelijkingen beschikbaar Vereist zwaardere computerberekeningen SITES

Het SITES Water Resource Site Analysis Computer model is een single-event model dat in de VS wordt gebruikt voor verschillende doeleinden: • • •

Hydrologie: ontwikkeling van reservoir inflow hydrogrammen aan de hand van de Curve Number-methode Reservoir dimensionering & dam design, waarbij verschillende types hydrogrammen door het reservoir kunnen worden gerout. Uitstroomhydrogrammen worden hiertoe berekend Evaluatie van aarden hulpoverlaten van reservoirs, met de ‘earth spillway erosion’ technologie: o Berekenen snelheden en schuifspanningen voor piekdebieten o Begroting potentiële erosie van overlaatstructuren van reservoirs via het combineren van verschillende scenario’s

De ‘earth spillway erosion’ of ‘aarden overlaat erosie’ technologie werd ontwikkeld ter evaluatie van de


WL2010R706_08c_rev2_0

65


veiligheid van overlaten van de reservoirs. De voorloper van SITES, nl. het pakket ‘DAMS’, werd door het NRCS (USDA) ontwikkeld. Het SITES-pakket met daarin de ‘spillway erosion technology’ werd voor het eerst beschikbaar gesteld in 1996. SITES kan geen overlaatdebieten berekenen eenmaal een bres is gevormd in de dijk, en dus ook geen bresgroeisnelheden berekenen wanneer voor een dam of dijksegment een bres wordt voorspeld. SITES wordt vandaag vooral gebruikt ter evaluatie van het potentieel voor bresgroei van een dam of dijksegment in de VS (USDA, . De ‘aarden overlaat erosie’ module van SITES simuleert de erosie van begroeide aarden overlaten in drie fases (Temple en Hanson, 1994). De drie fases zijn het falen van de bedekking, de vorming van de kliferosie en het voorschrijden van de klif. Elk van de fases wordt beschreven aan de hand van grensrelaties. De erosieprocessen van fase 1 en fase 2 worden gesimuleerd met een model voor de erosie (detachment)-snelheid waarin het verschil wordt berekend tussen schuifspanning en kritische schuifspanning, analoog aan het model van Zhu (zie § 3.3). In fase 1 ontwikkelt zich een geconcentreerde stroming, wat leidt tot erosie en het falen van de deklaag (meestal vegetatie). In fase 2 leidt de geconcentreerde stromingserosie verder tot ‘overfall’. Fase 2 gaat door tot de erosiediepte voldoende is voor aanvang van het proces van voortschrijden van de kliferosie. Dit vindt plaats wanneer de erosie een (kritische) diepte bereikt waarop de stroming zich omlaag stort en inslaat bij de basis van een vertikaal of bijna-vertikaal front. In fase 2 wordt de kritische schuifspanning bepaald aan de hand van Shields criteria. De erosiesnelheidscoëfficiënt wordt bepaald aan de hand van een relatie gebaseerd op de regressie-analyse van 10 gedocumenteerde studies van 98 fijnkorrelige materialen. De relatie incorporeert het droog eenheidsgewicht en het percentage klei. De coëfficiënt kan ook bepaald worden d.m.v. een directe meting van de erodeerbaarheid van een jet-index test, gecorrigeerd zoals beschreven door Hanson (Hanson, 1991). In fase 3 is het opwaarts voortschrijden van de kliferosie gebaseerd op energie in plaats van op schuifspanningen. Dit werd reeds beschreven in § 2.2.5, zie ook Figuur 11. Recent onderzoek (Wahl, 2008) heeft aangetoond dat het SITES-model extreem gevoelig is aan de waarde van de erosiesnelheidscoëfficiënt C. Dit maakt het model bvb niet geschikt voor toepassingen waar de onzekerheid op deze coëfficiënt groot is, bvb voor rotsachtige materialen (schieffer, leisteen, afgeleide leemgronden, enz.).


WL2010R706_08c_rev2_0

66


5.3.7

SIMBA

Modelopbouw SIMBA staat voor ‘SIMplified Breach Analysis model’ en werd specifiek ontwikkeld ter evaluatie van dijken/dammen in de US. Doordat uit tests bleek dat dijkerosiefenomenen te vergelijken zijn met overlaaterosiefenomenen (zoals beschreven met het overlaat-erosiemodel van SITES) was het relevant het overlaat erosiemodel toepasbaar te maken voor dijkerosie. Hieruit volgde de ontwikkeling van het SIMBA uit het ‘aarden overlaat erosie’ model. Essentie blijft het vereenvoudigd beschrijven (Temple et al., 2005) van de dominante processen van de verschillende bresgroeistadia. Vandaar ‘SImplified….’ Het bresgroeiproces wordt onderverdeeld in verschillende fases, en er wordt getracht voor elke fase de onderliggende fysische processen met vereenvoudigde wiskundige relaties te beschrijven. Eén van de grote voordelen van deze aanpak is dat een sensitiviteitsanalyse van het model voor variaties in wiskundige relaties (waarmee de fases worden beschreven) of parameters eenvoudig kan worden uitgevoerd. Het SIMBA-modelconcept vertrekt van het ‘aarden overlaat erosie’ model dat ook in SITES is geïncorporeerd met de 3 fases zoals beschreven in § 5.3.6. De 3 fase-beschrijving is echter niet geschikt voor het ontwikkelen van een bresgroeimodel. Om het bresgroeimodel te kunnen simuleren, was het nodig het bresgroeiproces onder te verdelen in 4 fases, waarbij verschillende types erosie (oppervlakte, klif) samen kunnen voorkomen tijdens een bepaalde fase. Fase 1 en 2 beschrijven bresinitiatie, fase 3 en 4 de bresgroei. De flow routing door het reservoir gebeurt aan de hand van een eenvoudige continuïteitsrelatie met als in te geven variabele de reservoir inflow, en als afhankelijk variabelen het reservoirvolume en de outflow over de dijk en door de bres. Zowel de outflow over de dijk als door de bres worden berekend met een sterk vereenvoudigd Qh-verband, dat zeker voor de fases 3 en 4 voor verbetering vatbaar is. Fase 1 beschrijft de vorming van de klif door erosie van het landtalud. Deze fase omvat zowel fase 1 als fase 2 van het ‘aarden overlaat erosie’-modelconcept. Het eroderen doorheen een vegetatielaag kan nog niet worden beschreven. Het schuifspanningsconcept gebruikt ter beschrijving van de erosieprocessen van het landtalud is analoog aan het model beschreven door [vergelijking 2]. De klif wordt gevormd aan het meest opwaartse punt van het landtalud. De concentratie van de stroming zoals voorzien in het ‘aarden overlaat erosie’-modelconcept wordt niet beschouwd in SIMBA. De erosie van de dijkkruin wordt eveneens beschreven aan de hand van schuifspanningen ([vergelijking 2]). Bresbreedtegroei is evenredig aan bresdieptegroei. Het model veronderstelt dat de klif pas opwaarts door de dijkkruin kan migreren als de erosiediepte van de klif groter is dan de kritische waterhoogte. Het bereiken van de kritische waterhoogte bepaalt tevens het einde van fase 1. Fase 2 beschrijft het opwaarts bewegen van de klif door de kruin. Als de erosiediepte van de klif groter is dan de kritische waterhoogte, veroorzaakt het ‘duikende’ water een verdere erosie van de klifbasis naargelang de klif door de kruin migreert. Deze fase is cruciaal in het voorspellen van het tijdstip van bresinitiatie. Er kan gekozen worden tussen 2 klifvoortschrijdings-concepten nl. gebaseerd op energie of schuifspanning. Beide concepten beschrijven de voortschrijding van de klif. Het energie-gebaseerd voortschrijdingsmodel wordt beschreven in § 2.2.5. Het schuifspanningsconcept is gebaseerd op onderzoek van Hanson (Hanson et al, 2001). Daarnaast wordt de erosie van de basis van de klif beschreven met het schuifspanningsconcept zoals weergegeven in [2], waarbij de spanning het maximum is van: • •

de maximale schuifspanning aanwezig op het landtalud (berekend met vergelijking [2]) de spanning van de duikende jet met veronderstelling van laagwater, weergegeven door de relatie :

⎛H τ = γd c 0.011⎜⎜ ⎝ dc

⎞ ⎟⎟ ⎠

0.582

[vergelijking 17]

Met: • •

τ : bodemschuifspanning (N/m²) γ: eenheidsgewicht van water (kg)


WL2010R706_08c_rev2_0

67


• •

dc: kritische waterdiepte (m) H: klifhoogte (m)

Naargelang de klif migreert door de kruin, neemt de klifhoogte H toe en bijgevolg verhoogt ook de klifvoortschrijdingssnelheid. De klifbasis kan niet dieper eroderen dan de dijkteen. De erosie van de dijkkruin wordt net zoals in fase 1 beschreven aan de hand van schuifspanningen (vergelijking 1). Bresbreedtegroei is evenredig aan bres-voortschrijdingssnelheid (in plaats van aan bresdieptegroei zoals in fase 1), maar de bresbreedte is beperkt tot de breedte van de initiële geul. Fase 2 is beëindigd als de bres het reservoir binnentreedt en de eigenlijke bresgroei begint. Fase 3 beschrijft de bresgroei totdat de dijk vertikaal volledig weggeërodeerd is ter hoogte van de initiële bres. Naargelang de vertikale erosie vordert, vermindert de klifhoogte. Er worden 2 deelfasen onderscheiden, naargelang de klifhoogte vermindert. De gebruikte erosieconcepten zijn dezelfde als in fase 1 en 2: •

•

Als H kleiner wordt dan de kritische waterhoogte, en de klif geleidelijk verdrinkt, wordt de erosie van de hydraulische controlesectie beschreven aan de hand van de schuifspanningsprocessen (vergelijking [2]). De erosie van de controlesectie zorgt voor een opwaarts voortschrijden van de klif. Zolang de klifhoogte (‘H’) groter is dan de kritische waterhoogte, wordt de erosie van de klifbasis en de klifvoortschrijding beschreven zoals in fase 2, en domineren. kliferosieprocessen. Daarnaast wordt de klifvoortschrijding op basis van de schuifspanning berekend, analoog als wanneer H kleiner is dan de kritische waterhoogte. De grootste voortschrijdingssnelheid van beide berekende snelheden is bepalend.

De breedtegroei wordt proportioneel berekend met de dieptegroei of bresvoortschrijding, analoog aan fase 1 (H< dc) en 2 (H> dc). In tegenstelling tot fase 2 is de bresbreedte niet beperkt tot de breedte van de initiële geul. Fase 4 begint bij een volledig weggeërodeerde dijk ter hoogte van de initiële bres, en beschrijft enkel de laterale groei van de bres. De hydraulische controlesectie ligt ter hoogte van de dijkfundering. De breedtegroei wordt berekend op basis van de schuifspanning geassocieerd aan kritische stroming zoals in fase 1. De verschillende fasen worden weergegeven in Figuur 40. Fase 1 wordt voorgesteld door a) tot c), fase 2 wordt voorgesteld door d), fase 3 start tussen d) en e) en fase 4 start tussen e) en f).

Figuur 40 – Illustratie van de verschillende fasen van het SIMBA-model (Terjal et al, 2009)


WL2010R706_08c_rev2_0

68


Toekomst Het model wordt nog steeds verder ontwikkeld door de USDA-ARS. Te verwachten ontwikkelingen zijn: • • • •

•

•

•

Vegetatie en discontinuïteiten op het landtalud in rekening brengen Anno 2009 kan de bresgroei enkel gesimuleerd worden voor homogene dijken. In de toekomst moet dit ook kunnen voor heterogene/gelaagde dijkstructuren. SIMBA houdt totnogtoe weinig rekening met de waterstand afwaarts de bres, maar onderzoek wordt binnen USDA-ARS hieromtrent gevoerd SIMBA is momenteel eerder onderzoeks-georiënteerd. Eenmaal volledig operationeel, moet het SIMBA model kunnen aantonen hoelang elk van de 4 verschillende fases van het bresgroeiproces duurt voor een welbepaalde dam of dijk voor een bepaald hydrologische en hydraulisch event (USDA-ARS, 2005). Optimalisering beschrijving Qh-verband voor bres is vooral nodig om fase 3 beter te beschrijven. Zo moet de boogvormige drempel (zie ook Figuur 18), typisch gevormd bij het begin van fase 3, beter kunnen beschreven worden. Observaties geven aan dat, naargelang de verdrinking van de klif vordert, kritische stroming voorkomt ter hoogte van de minimale bressectie. Deze transitie naar de kritische stroming, bepaald door een hydraulische controlesectie, wordt anno 2009 nog niet beschreven in SIMBA Correleren van de erosiesnelheidscoëfficiënt C met erosiesnelheden zoals gemeten met de JET-meetmethode (Temple et al., 2005)


WL2010R706_08c_rev2_0

69


5.3.8

Bresmodel Wu

Wu ontwikkelde een model waarmee de bresgroeiprocessen voor aarden dammen bestaande uit cohesief en niet-cohesief materiaal kan worden gesimuleerd (Wu et al., 2009). Faalmechanismes zijn overloop en piping. De stromingsvergelijkingen voor overloop zijn deze van een brede overlaat, voor piping de stroming door een opening (‘orifice’). De stroming op het landtalud wordt uniform voorgesteld. De bres wordt met een trapezoïdale doorsnede voorgesteld, met een talud dat steeds lineair blijft verbonden met de originele locatie van de dijkteen. Voor piping wordt een rechthoekig piping-kanaal voorgesteld. De kruin wordt verondersteld sterk te eroderen vanaf de beginfase. Door dit modelconcept vermindert de steilheid van de helling van het landtalud naargelang de erosieprocessen ten gevolge van overloop vorderen, wat in tegenstelling is met het BRES-modelconcept (§ 3.2) waar de steilheid van de helling net toeneemt naargelang de bres groeit. Sedimenttransport wordt zowel voor overloop ter hoogte van de kruin als voor het landtalud gesimuleerd door middel van een combinatie van een aantal sedimenttransport-vergelijkingen, waaronder de bedload formule van Wu. Voor niet-cohesief sediment wordt daarbij uitgegaan van een geleidelijk bereiken van de sedimenttransportcapaciteit stroomafwaarts langs het landtalud. Dit concept, in grote lijnen analoog aan het principe van het BRESmodel van Visser (§ 2.2.4), wordt in het model vertaald door volgende vergelijking:

dCt 1 = − (Ct − Ct* ) dx Ls

[vergelijking 18]

waarbij: Ct

=

Actuele totale sedimentconcentratie

x

=

Longitudinale coördinaat (door de bres)

Ls

=

Benodigde lengte voor sedimenttransport voor het bereiken van de transportcapaciteit

Ct*

=

Sedimentconcentratie bij transportcapaciteit

Via de wet van massabalans wordt de kruinhoogtevermindering afgeleid uit de hoeveelheid getransporteerd sediment. Voor het simuleren van de erosie van cohesief sediment wordt bovenstaand concept niet gebruikt. Voor dit type sediment wordt de bodemhoogtevermindering bepaald met vergelijking vergelijking [2], waarbij de bodemerosiecoëfficiënt (M) wordt begroot met een empirische vergelijking die is opgesteld aan de hand van een aantal bodemeigenschappen. De verdeling van berekende hoogtevermindering van de bres over bresbodem en breswanden gebeurt met een eenvoudige lineaire vergelijking, waarbij de parameters werden gecalibreerd aan de hand van labo- en veldexperimenten. Significante verschillen in parameters werden bekomen voor cohesieve en niet-cohesieve bodems. Zijwanden van de bres worden constant veronderstelt tijdens de bresgroei. De erosie van een piping-kanaal wordt gesimuleerd met vergelijking [2], waarbij de erosie uniform wordt verondesteld in het kanaal. Het ineenstorten van de kruin ten gevolge van piping wordt gesimuleerd door het vergelijken van het gewicht van de bodemmassa boven de pipe met de bodemsterkte. Eenmaal ingestort, wordt de bresgroei verder gesimuleerd door bovenvermelde overloopprocessen. Het model werd gevalideerd met verschillende datasets, waaronder de data van 18 dijkdoorbraken van onder meer IMPACT-testen. Het model blijkt in geval van cohesieve gronden ongevoelig voor korrelgrootte. Piekdebieten door de bres en finale bresbreedtes blijken voor de 18 dijkdoorbraken goed te worden gesimuleerd door het model van Wu. De relatieve fout van gesimuleerde waarden ten opzichte van gemeten waarden blijkt immers voor bijna alle 18 testen minder te zijn dan 25%.


WL2010R706_08c_rev2_0

70


5.3.9

RUPRO

Het Rupro-model is ontwikkeld door het onderzoeksinstituut Cemagref een 20-tal jaar geleden. Overloop- en pipingprocessen worden door het model gesimuleerd voor homogene dijken. Het model is opgebouwd met enkele belangrijke vereenvoudigingen: • • • •

trapeziumvormige dijkvorm één dwarsdoorsnede voor de ganse bres horizontale bresbodem hydraulische karakteristieken van het water veranderen niet door de hoge concentratie aan sediment

Het debiet door de bres en ‘pipe’ wordt in tegenstelling tot de meeste andere modellen niet berekend met de klassieke overlaatvergelijking (en aanname van uniforme stroming), maar aan de hand van de Bernoulli-vergelijking. Het sedimenttransport wordt berekend aan de hand van de formule van MeyerPeter en Muller. Laterale erosiesnelheid wordt ingegeven aan de hand van een ratio ‘vertikale erosiesnelheid/laterale erosiesnelheid’. Bresgroei bij dijklichamen bestaande uit meerdere materialen kan vereenvoudigd wordt gesimuleerd door de parameters van het dijkmateriaal tijdens de run te veranderen. Het model werd gevalideerd aan de hand van werkelijk voorgekomen dijkdoorbraken en tijdens de CADAM en IMPACT-projecten. Ondanks de sterke vereenvoudigingen kan het model de bestaande bresgroei-evolutie vrij accuraat weergeven.


WL2010R706_08c_rev2_0

71


5.3.10

Overzicht bresgroeimodellen

In Tabel 5 wordt een overzicht gegeven van de belangrijkste aspecten van de modellen besproken in § 5.3. Enkele hydrodynamische modellen (§5.4) zijn eveneens in deze tabel opgenomen, nl. SOBEK en MIKE11. De bresgroeimodules geïntegreerd in deze modellen zijn immers niet gebaseerd op de besproken modellen in § 5.3. Andere hydrodynamische modellen (Infoworks RS, WINDAM, FLo-2D) zijn niet in de tabel opgenomen, aangezien in deze modellen volledige bresgroeimodellen (HR BREACH, SIMBA, NWS Breach ) zijn geïntegreerd die reeds in de tabel zijn opgenomen. In Tabel 5 wordt verwezen naar het referentiestelsel en hellingshoeken zoals weergegeven in Figuur 41.

Figuur 41 – referentiestelsel en hellingshoeken voor tabel 5 (FLOODSITE)


WL2010R706_08c_rev2_0

72


Tabel 5 - Aandachtspunten van besproken fysisch-gebaseerde modellen voor bresgroei

Model (auteur, jaar)

Sedimenttransport– of erosievergelijking

Bresvorm

Andere kenmerken

Stroming over kruin, taluds, piping

DAMBRK (Fread, 1984)

Lineaire erosie van het breskanaal

-Rechthoekig, driehoekig of trapezoïdaal -XZ: constante hellingshoek β

-1D -Effect waterpeil aan afwaartse rand -Faalmechanismen: overloop & afschuiving

Overlaat over brede kruin

BREACH (NWS) (Fread, 1988)

-Meyer-Peter en Müller formule (aangepast door Smart) -Duboy formule

Idem als DAMBRK

-Overlaat over brede kruin, opening (piping), Manning verg. -Manning vergelijking voor stroming aan afwaartse zijde -orifice voor piping

BRES (Visser ,1998)

Sediment transport formules: - Wilson - Engelund & Hansen - Van Rijn - Bagnold-Visser

-XZ: Globale Exner vergelijking met rotatie tot β = kritische hellingshoek, daarna constante β -YZ: trapezoidal

-idem DAMBRK -grasbekleding kan in rekening worden gebracht -berekening hellingsstabiliteit -berekening afschuiven bovenste gedeelte dam (‘top wedge failure’) -Faalmechanismen: overloop, afschuiving, piping -2D -Niet-cohesief materiaal -Faalmechanismen: overloop -Variabele helling landtalud

BRES (Zhu, 2006)

Erosieformules voor cohesief sediment, met experimenteel of empirisch te bepalen erodeerbaarheidscoëfficiënt

Idem als BRES 1998

-2D -gedetailleerde simulatie kliferosieprocessen -Variabele helling landtalud

Idem als BRES 1998


WL2010R706_08c_rev2_0

Overlaat over brede kruin (Bélanger)

Beperkingen

-Dimensies van bres en tijd van bresgroei in te geven door gebruiker -geen simulatie geomechanische processen of kliferosie -Uniforme erosie van de bres -Niet-compatibele berekeningsmethodes -Onnauwkeurige berekening hellingsstabiliteit en model voor samengestelde dijken -geen simulatie kliferosie -Beperkte calibratieset -Geen mechanisme voor taludstabiliteit of andere geomechanische processen -Geen samengestelde dijken -Enkel dijken van nietcohesief materiaal -veel invoerparameters -Idem als BRES 1998 -Enkel dijken van cohesief materiaal

73


Model (auteur, jaar) HR BREACH

(original) (HR Wallingford)

Sedimenttransport– of erosievergelijking Meerdere sedimenttransport vergelijkingen, onder meer: -Bagnold-Visser -Yang -Chen & Anderson

Bresvorm

Sedimenttransportvergelijkingen HR Breach ‘original’ + Erosievergelijkingen: - Chen & Anderson - Hanson

FIREBIRD (Wang and Kahawita, 2002, Wang et al., 2006)

-Exner vergelijking -Sediment transport formules of erosievergelijkingen



Beperkingen

YZ: erosieberekening via schuifspannings- of sedimenttranpsortvergelijking XZ: Exner vergelijking & stabiliteitsanalyse (soil wasting)

-2D bresvorming, 1D stroming -onzekerheden in materiaaleigenschappen in rekening te brengen -berekening hellingsstabiliteit (‘Osman Core stability’) -Faalmechanismen overloop & piping

-Overlaat over brede kruin voor kritische sectie -Andere secties: 1D stationaire nietuniforme stromingsvergelijking

-Geen teenverdediging of opgehoogd voorland te integreren in model. -Vereenvoudigde modellering samengestelde dijken

YZ: idem als HR BREACH original XZ: bodemerosievergelijkingen & stabiliteitsanalyse (soil wasting) +variabele erodeerbaarheid van dijkmateriaal Variabel trapezoidaal

-Idem als HR Breach original + 1. Monte Carlo onzekerheidsanalyse 2. Gelaagde struktuur mogelijk 3. Geïntegreerd in InfoWorksRS en 2D

Idem als HR Breach original + variabele debietscoëfficiënt

-Geen teenverdediging of opgehoogd voorland te integreren in model. -Niet gekalibreerd aan een specifieke dataset

-1D -Gekoppelde vergelijkingen voor hydraulische en sedimenttransportvergelijkingen -berekening hellingsstabiliteit -Zowel voor cohesieve als niet-cohesieve gronden -simulatie klif- en overland erosie

St Venant en Exner vergelijkingen. Nietstationaire stromingsvergelijkingen

-computationeel meer rekenintensief -Enkel faalmechanisme overloop -beperkt getest -Voornamelijk onderzoekstool, veel inpu-data vereist die vaak niet voorradig is

Erosievergelijkingen: Hanson & Cook HR BREACH Next generation 2009 (Morris et al., 2009)

Andere kenmerken

WL2010R706_08c_rev2_0

74




Bresvorm

Andere kenmerken


Beperkingen

Voor de eerste fases (fases 1 en 2) wordt een schuifspanningsrelatie gebruikt. De klifmigratie is gebaseerd op energiedissipatie Parametrische relaties voor klifmigratie, bodem- en laterale erosie (Hanson erosie formules)

Drie fases (XZ): 1. faling grasbekleding 2. klifvorming 3. klifmigratie door dijk/dam

- 1D -Faalmechanismen: overloop en overloop -berekening stabiliteit overlaatkanaal

Overlaat Qh-relatie

-Geen modellering van ganse faalproces -Empirische coëfficiënt voor berekening erosie

Rechthoekig, trapezoidaal

-1D -simulatie hellingsstabiliteit door zelfde erosievergelijkingen (geen simulatie discrete faling) -Snelle doorrekenening bresgroeiproces

Overlaat over brede kruin

WU (Wu et al, 2009)

-Zang (suspend load) -Wu (bed load)

-Trapezoidaal -Piping: rechthoekig horziontaal kanaal

-Simulatie niet-cohesief en cohesief materiaal -Faalmechanismen: overloop & piping -Variabele helling landtalud

-Overlaat over brede kruin -uniforme stroming over landtalud

SOBEK ‘dike breach’ (zie § Fout! Verwijzingsbron niet gevonden.)

-Verheij-Van der Knaap sedimenttransport, -kritieke waarde voor erosie voor bepaald dijkmateriaal

3 opties: - bresevolutie door gebruiker in te geven - berekening via V-Vdk formule -autonome bresvorming op basis van overschrijden van kritieke waterstand/stroomsnelheid

-Geïntegreerd in SOBEK 1D en 2D model -bresgroei steeds 1Dgemodelleerd, ook in SOBEK 2D-model

Overlaatvergelijking

-Enkel faalmechanisme overloop -Enkel homogene cohesieve dijken -Niet gekalibreerd aan een specifieke dataset -Enkel simulatie kliferosieprocessen -Sterk vereenvoudigd bresmodel, bvb geen hellingsinstabiliteit -wanden bres hebben constante hellingshoek -model is ongevoelig voor korrelverdeling -Enkel rechthoekige bresvorm -enkel faalmechanisme overloop -bij autonome bresvorming groeit bres in de breedte via voorzien van meerdere overlaten

SITES (NRCS)

SIMBA (Hanson et al., 2005, Temple et al., 2005)


WL2010R706_08c_rev2_0

75




Bresvorm

Andere kenmerken

-Geïntegreerd in MIKE 11-en MIKE21-model -bresgroei steeds 1Dgemodelleerd, ook in 2D-model -Faalmechanismen: overloop & piping Horizontale bresbodem

MIKE 11 ‘dambreak structure’ (zie § Fout! Verwijzingsbron niet gevonden.)

Engelund/Hansen sedimenttransportvergelijking

2 opties: - bresevolutie door gebruiker in te geven - berekening via EngelundHansen formule

RUPRO

Meyer-Peter en Müller formule

Bres weergegeven door 1 dwarsdoorsnede


WL2010R706_08c_rev2_0


Beperkingen

Overlaatvergelijking

-Enkel rechthoekige bresvorm

Bernoulli-vergelijking

Zeer sterk vereenvoudigd bresmodel

76


5.4

Integratie bresgroeimodules in hydrodynamische modellen

In § 5.3 werden stand-alone bresgroei-modellen voorgesteld (behalve DAMBRK - NWS BREACH, dat wel is geïntegreerd in een routingmodel). In deze paragraaf worden een aantal hydrodynamische routingmodellen beschreven die een bresgroeimodel hebben geïmplementeerd. Bij een aantal hydrodynamische modellen bestaat het bresgroeimodel eerder uit een eenvoudige ‘bresgroeiroutine’ in het hydrodynamisch model, zoals een aantal sedimenttransportvergelijkingen (MIKE 11, CastorDigue). Andere hydrodynamische modellen hebben een volledig fysisch bresgroeimodel geïntegreerd (IWRS, WINDAM). Bij de meeste besproken numerieke modellen moet de gebruiker de locatie van de bres ingeven, dus het bresgroeimodel behandelt enkel de bresgroei, niet de bresinitiatie. Bij een aantal modellen, zoals het SOBEK-model en het FLO-2D model, kan in beperkte rekening kan gehouden worden met de belasting en dus initiatie van de bres, vooral ter initiatie van piping. Eerst worden de mogelijke opties voor integratie van het bresgroeimodel in de routingmodellen besproken. 5.4.1

Opties voor modelintegratie

De verschillende opties voor integratie van een bresgroeimodel in een numeriek model zijn de volgende (Morris et al., 2009b): •

Directe integratie

Aan deze optie wordt de voorkeur gegeven, aangezien deze toelaat om de simulatie van bresvorming in eenzelfde modelgrid of -netwerk uit te voeren als de stromingsmodellering. De mogelijkheid om verschillende tijdstappen te kunnen gebruiken voor simulatie van bresvorming en van waterstroming is belangrijk voor: o o

•

het bereiken van een stabiele en robuuste technische oplossing een voldoende mate van modelleringsflexibiliteit in het geval de integratie van een complexe bresgroeimodule een onaanvaardbare IMPACT op de gecombineerde rekensnelheid zou hebben.

Gebruik van performantie curves

Het gebruik van performantie curves is een optie die in beschouwing genomen kan worden wanneer de rekensnelheid van het geïntegreerde model onaanvaardbaar hoog is. In deze aanpak zal het bresgroeimodel eerst een berekening maken voor de beschouwde dijk en locatie om te zorgen voor een reeks van groei- of "performantie" curves die dan vervolgens kunnen toegepast worden door het stromingsmodel. Het stromingsmodel zal zo tijdens het simulatieproces de meest waarschijnlijke bresgroeiprocessen selecteren. Hoewel deze aanpak sneller zal zijn dan een rechtstreekse simulatie, vereist het wel de voorafgaande berekening van meerdere scenario's van bresontwikkeling om te kunnen beschikken over een afdoende bibliotheek van performantiecurves. Bovendien wordt de nauwkeurigheid van de voorspelling gereduceerd aangezien het ganse gesimuleerde bresgroeiproces een functie wordt van de resolutie van de performantiecurves (i.e. hoeveel verschillende curves werden voorafgaand berekend en welk verschil in voorspelling ontstaat er bij de overgang of de interpolatie tussen de verschillende curves). •

Vereenvoudigd model

Vereenvoudiging van het bresgroeimodel om een betere integratie en snellere rekentijden te bekomen is een volgende optie. Nochtans gaat het vereenvoudigen van het model onvermijdelijk samen met een verlies in nauwkeurigheid van de bresvoorspelling. Daardoor wordt het aangeraden om deze vereenvoudiging maximaal te vermijden. Om in te schatten in hoeverre de rekentijden van een bresgroeimodel bepalend zijn voor de berekeningen van numerieke routing-modellen, werd in Tabel 6 een overzicht gemaakt van typische


WL2010R706_08c_rev2_0

77


rekensnelheden van verschillende modellen. In Tabel 6 worden voor de vier meest besproken (en veelbelovende) modellen typische rekentijden getoond. Uit dit overzicht blijkt dat de typische rekentijden kunnen variëren van enkele seconden tot enkele tientallen minuten. Dit verschil geeft effectief het verschil weer in complexiteit van de modelvoorspellingen, veel meer dan de verschillen in softwaretaal. Bijvoorbeeld, zowel het BRES als het SIMBA model voorspellen de erosiesnelheid in vooraf gedefinieerde bresgroeipatronen (bijvoorbeeld de snelheid van terugschrijdende erosie doorheen en naar beneden in het dijklichaam), in tegenstelling tot het HR BREACH model dat willekeurig vormende breserosie kan voorspellen aan de hand van een sectie per sectie aanpak doorheen het dijklichaam. Het FIREBIRD model tenslotte voert een diepgaande berekening uit van het hydraulische profiel doorheen de dijk als een deel van de simulatie, nl. fundamentele (niet-stationaire) differentiaalvergelijkingen . Het is daarbij belangrijk op te merken dat enkel een relatief klein aantal berekeningsresultaten een effectieve dijkfaling impliceert, met bresvorming en overstroming tot gevolg. Niet voor elke run van het overstromingsmodel is daarom een run van het bresgroei(sub)model noodzakelijk. Tabel 6 - Rangschikking van enkele bresgroeimodellen volgens oplopende runtijd én complexiteit van het model (FLOODSITE)

Bresgroeimodel

Rekentijd (Indicatief)

BRES

enkele seconden

SIMBA

enkele tot tientallen seconden

HR BREACH

tientallen seconden tot enkele minuten

FIREBIRD

enkele tot tientallen minuten

In het geval dat bresgroeimodellen vanwege te lange rekentijden niet kunnen geïntegreerd worden in numerieke modellen, zijn performantie curves/tabellen afkomstig van verfijnde modellen nog altijd beter dan te vereenvoudigde modellen (Morris et al., 2009b). 5.4.2

SOBEK

In SOBEK1D2D wordt een speciale tak gemodelleerd, met daarin een overlaat die de bres schematiseert (“dike breach branch”), aangestuurd door bresgroei-formules. De bresgroei-vergelijking van Verheij-Van der Knaap (§ 5.2.2) is geïmplementeerd in SOBEK. Daartoe is de Verheij-Van der Knaap vergelijking gediscretiseerd. Voor het discretisatieschema, defaultwaarden en inputvariabelen wordt verwezen naar Verheij (Verheij, 2003). Figuur 42 geeft een voorbeeld van een “dike breach branch”. De rivier is 1D gemodelleerd. De dijk is (vaag) zichtbaar aan de lichtere tinten. De dike breach branch (lichtgroen gekleurde lijn) loopt vanaf de rivier door de dijk naar het achterliggende gebied. Figuur 43 toont het zelfde principe, maar dan vanuit een 2D gemodelleerde rivier of meer naar het achterliggende gebied. Ook in het 2D-model wordt de bresgroei 1D gemodelleerd, waarbij 1D-2D-connecties worden voorzien tussen bres en rivier/hinterland. De streepjes geven de stromingsrichtingen weer.


WL2010R706_08c_rev2_0

78


Figuur 42 – Dijkdoorbraak vanuit 1D gemodelleerde rivier (Asselman et al., 2007)

Figuur 43 – Dijkdoorbraak vanuit 2D gemodelleerde rivier, meer of zee (stroming van links naar rechts) (Asselman et al., 2007)

De bresgroei in SOBEK gebeurt in twee fasen. Eerst ontstaat een gat met een beperkte breedte. Dit gat wordt uitgeschuurd tot op het maaiveld of een andere door de gebruiker op te geven hoogte (stap 1 t/m 3, Figuur 44). Daarna groeit de bres in de breedte tot de maximum breedte wordt bereikt (stap 4 en 5).

Figuur 44 – Bresgroei modellering in SOBEK (Asselman et al., 2007)


WL2010R706_08c_rev2_0

79


Bresgroei in SOBEK kan op twee manieren worden gemodelleerd. De verschillen tussen deze methoden hebben vooral betrekking op de manier waarop de maximumbreedte van de bres wordt bepaald: •

•

De eerste bresgroei-optie maakt gebruik van een door de gebruiker opgegeven waarde voor de maximale bresbreedte. Deze optie wordt vooral gebruikt wanneer men doorbraken uit het verleden zo nauwkeurig mogelijk wil simuleren, of wanneer men het effect van de bresbreedte op het overstromingsverloop wil analyseren. Voor de beschikbare modellen voor dijkringen langs de Westerschelde is van deze optie gebruik gemaakt om de overstromingen in 1953 te simuleren. De gebruiker geeft de einddiepte op en het materiaal waarvan de dijk is gemaakt. SOBEK berekent na hoe veel uur de bres zijn uiteindelijke breedte bereikt. In de tweede optie wordt de breedte van de bres door SOBEK berekend op basis van (1) materiaalkenmerken van de dijk (zand, klei) en (2) het verhang door de bres en daarmee samenhangend de stroomsnelheid. De initiële bresbreedte dient te worden opgegeven door de gebruiker. Daarna berekent SOBEK op basis van de stromingscondities en de bresgroeivergelijking (formule Verheij-Van der Knaap) door de bres hoe snel de bres groeit. Bresgroei stopt wanneer de stroomsnelheid tot beneden de kritieke waarde voor erosie is afgenomen.

In 2006 werd een nieuwe optie in SOBEK ingebouwd, autonome bresvorming, die het mogelijk maakt om waterkeringen ‘automatisch’ te laten bezwijken. Dit gebeurt via het schematiseren van een overlaat en deze dan via controllers te laten zakken, de zogenaamde ‘2D-breaking dam’ cellen. De mogelijkheid om dit op een aangegeven tijdstip te kunnen doen bestond al langer. Nieuw is dat dit nu ook kan op basis van het overschrijden van een kritieke waterstand of stroomsnelheid. In deze berekeningsmethode wordt de Verheij-Van der Knaap vergelijking niet gebruikt. De hoogteligging van de als ‘2D-breaking dam’ gemarkeerde cellen in het 2D hoogtemodel is te controleren door gebruik te maken van de Real-Time Control module in SOBEK (RTC-module). De snelheid waarmee de hoogteligging van de 2D gridcel verandert in de tijd kan worden opgegeven als functie van de stroomsnelheid van het water over deze cel (= over de dijk). Nadeel is dan dat alleen de bresgroei in de diepte gesimuleerd wordt. Door meerdere overlaten naast elkaar te plaatsen, kan het model ook de bresgroei in de breedte simuleren. Bij deze methode kan de stabiliteit van het model een knelpunt vormen. Met deze (iteratieve) procedure kan een eerste indruk worden verkregen van gevoelige plekken in dijken en polders. 5.4.3

MIKE

Dam-break module MIKE11 is een software pakket voor 1-dimensionale simulaties van waterbeweging, kwaliteit en sedimenttransport in rivieren, kanalen en netwerken. MIKE11 heeft een ‘dam break module’, waarmee het bezwijken van structuren, zoals bresgroei, gesimuleerd kan worden (DHI, 2005). De ‘dam break module’ heeft een samengestelde vorm, waarbij er zowel stroming door de bres als stroming over de naastgelegen waterkering plaats kan vinden. Hierbij kunnen de stroomsnelheden en waterdieptes per locatie sterk verschillen. Als bresvorm wordt een trapezium voorgesteld, gedefinieerd door: • • •

de hoogte van de ‘onderzijde’ van de bres (HB) de breedte van de ‘onderzijde’ van de bres (WB) de gelijke helling van de bres aan de linker- en rechterzijde (S)

In het MIKE21 pakket is er eveneens een bresgroeimodule aanwezig. In de bres worden de stromingspatronen echter nog steeds 1D gemodelleerd (koppeling van 1D met 2D via MIKEFlood), in tegenstelling tot de stroming naar de bres toe en van de bres weg. De verandering in geometrie van de bres en de naastgelegen dijk kan binnen MIKE11 op twee manieren berekend worden. Als eerste met behulp van tijdreeksen van geometrie verandering, gedefinieerd door de gebruiker zelf (gebaseerd op literatuuronderzoek en onderzoek van historische dijkdoorbraken). Een (beter) alternatief is het gebruik van de sediment transportformule van Engelund-Hansen. Het gebruik van één sedimenttransportformulering voor bresvorming is een belangrijke aanname, gezien een


WL2010R706_08c_rev2_0

80


dijklichaam een complex geheel is dat bestaat uit verschillende materialen (stenen dijkbekleding, grasmat, klei/zand) met bijbehorende cohesie. Er kan een onderscheid gemaakt worden tussen een ‘erosion based breach development’ of een ‘piping failure’. Bij ‘erosion based breach development’ ontstaat een bres door erosie van een dijkkruin gepaard gaande met het overstromen van de dijk. Een bres die ontstaan is door het inzakken van de waterkering als gevolg van een holte die door erosie steeds groter wordt, wordt gemodelleerd als een ‘piping failure’. De laterale erosie wordt sterk vereenvoudigd berekend met een ‘Side Erosion’ index (SEI) die in vaste (lineair) relatie staat met de dieptegroei. Diepte- en breedtegroei treden bijgevolg gelijktijdig op. De twee mogelijkheden (geometrie ingegeven door de gebruiker; op basis van de sedimenttransportformule) hebben elk een aantal voor- en nadelen. Als voor de tweede optie zou worden gekozen (gebruik van de sedimenttransportfomule) dient men voor elke zone over gedetailleerde gegevens te beschikken voor wat betreft de gemiddelde korreldiameter, de porositeit en de kritische sleepspanning van het kernmateriaal van de dijk. Deze gegevens zijn niet altijd onmiddellijk beschikbaar. Bovendien blijven er, zelfs als men over deze gegevens kan beschikken, een aantal belangrijke onzekerheden bestaan, namelijk: • •

Het ogenblik waarop de dijkkern begint te eroderen hangt in belangrijke mate af van het dijkverstevigingsmateriaal. De formule van Engelund-Hansen is strikt genomen uitsluitend geldig voor de beschrijving van zandtransport.

De invloed van de materiaalkarakteristieken op de bresgroei-modelresultaten is beperkt in vergelijking met de invloed van meer conceptuele paramaters nl. SEI en begingeometrie van bres (Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, 2005). Dit is een aanwijzing dat de bresgroeimodule van MIKE11 een zeer benaderende methode is, aangezien in verschillende recente onderzoeken (o.m. in kader van FLOODSITE) is aangetoond dat de parameters gemiddelde korreldiameter, de porositeit en de kritische sleepspanning zeer bepalend zijn in het bresgroeiproces. Voor de eerste mogelijkheid die MIKE11 biedt, namelijk het ingeven van de geometrie van de bres en de wijziging hiervan in functie van de tijd door de gebruiker zelf (relatief t.o.v. de start van de bresvorming), kunnen de parameters worden bepaald op basis van literatuuronderzoek en onderzoek van historische dijkdoorbraken. Voor de tweede mogelijkheid is het mogelijk om de parameters van het erosiegebaseerd bresgroeimodel te kalibreren aan de hand van andere (meer fysisch gebaseerde of beter geijkte) bresgroeiformules (zie onder). Calibratie bresgroeimodel MIKE11 In de Comrisk case study Vlaanderen/Zeeuws-Vlaanderen (IMDC, 2005) werd de bresgroei beschreven door middel van tijdreeksen, opgesteld aan de hand van enkele eenvoudige veronderstellingen m.b.t. de snelheid van de dieptegroei en de breedtegroei. In kader van het Safecoast-project (Verwaest et al., 2008) werd nagegaan in hoeverre het erosiegebaseerd bresgroeimodel geïntegreerd in MIKE11 de bresgroeiprocessen correcter beschrijft dan tijdreeksen van bresgroei door de gebruiker ingegeven. Het erosiegebaseerde bresgroeimodel van MIKE11 steunt op een berekening van het sedimenttransport door middel van de sedimenttransport-vergelijking van Engelund-Hansen. Aangezien deze vergelijking strikt gesproken niet van toepassing is voor het stromingsregime in een bres (niet-permanent, superkritisch) en enkel geldig is voor zandig sediment, is een voorafgaandelijke kalibratie noodzakelijk. De kalibratie werd uitgevoerd aan de hand van de bresgroeivergelijking van Verheij-Van der Knaap (Verheij, 2003). De V-VdK-vergelijking heeft een fysische grondslag gecombineerd met 2 kalibratieparameters en een parameter afhankelijk van het bodemtype. De kalibratie van de V-VdKvergelijking gebeurde met gegevens van laboratoriumexperimenten en historische dijkdoorbraken. In het model geïntegreerd in MIKE11 wordt de laterale bresgroei bepaald door een user-defined ‘side erosion index’ (zie § Dam-break module). De beschrijving van de bresgroei werd aangevangen met een driehoekig restprofiel en een kruinhoogte die overeenstemt met het stilwaterpeil op het ogenblik van bresvorming. Het bresgroeimodel van MIKE11 kon zodanig gekalibreerd worden dat er slechts kleine verschillen waren tussen de berekende bresgroei en de bresgroei berekend met de Verheij-van der Knaap vergelijking. Tijdens de kalibratie werd vooral de side erosion index ‘SEI’ van het bresgroeimodel in MIKE11 aangepast. Ondanks de


WL2010R706_08c_rev2_0

81


empirische benadering van het bresgroeimodel in MIKE11 zijn er een aantal voordelen ten opzichte van de ingegeven tijdreeksen: • •

Bij droogvallen van de bressen stopt de bresgroei, in tegenstelling tot de tijdreeksgebaseerde groei De maximale bresbreedte is een functie van de initiële bresbreedte en de maximale waterstand. Bij een tijdreeks ligt de maximale bresbreedte op voorhand vast.

De bresgroei berekend met het gekalibreerde erosiegebaseerde bresgroeimodel vertoont dan ook een realistischer verloop dan de bresgroei voorspeld door tijdreeksen op basis van constante groeisnelheden. Om de calibratie mogelijk te maken, was het echter noodzakelijk het initieel bresbodempeil met 0.2 m te verlagen onder het stilwaterpeil bij bresvorming opdat de bresgroei effectief van start zou gaan. 5.4.4

InfoWorks RS

Parallel met modelontwikkelingen (§ 5.3.4), werd het HR BREACH model in kader van het FLOODSITEproject geïntegreerd in het InfoWorksRS flow routing model (Morris et al., 2008). De integratie gebeurde direct, op het tijdstap-niveau. Een ‘breach spill unit’ werd gecreëerd binnen het routing model. De bres wordt ingebouwd als een ‘spill unit’, en de dijkgeometrie wordt vertaald in spill-dimensies. Bijkomend ten opzichte van een ‘spill unit’ moet er echter ook informatie ingegeven worden betreffende bodemtype en brescondities. De bres groeit naarmate de modelsimulaties vorderen. De rechtstreekse integratie heeft als voordeel dat verschillende bres-simulaties met eenzelfde flow model kunnen uitgevoerd worden. Zo kan simulatie van dijkdoorbraak als ‘upper end boundary condition’ gevolgd worden door een cascade van dijkdoorbraken stroomafwaarts (gekoppeld aan overstromingssimulaties, enz.). Visualisatie van het bresgroeiproces is in 2010 mogelijk in het geïntegreerd IWRS-bresgroeimodel, net zoals in het vroegere stand-alone ‘HR Breach’ model. Net als voor het 2D MIKE-softwarepakket (MIKE-21) en het 2D SOBEK-model is er eveneens een bresgroeimodule aanwezig in het IWRS-2D model, maar worden de stromingspatronen in de bres 1D gemodelleerd, in tegenstelling tot de stroming naar de bres toe en van de bres weg. HR Wallingford maakt zich sterk dat hiermee het eerste echt geïntegreerde voorspellende 1D-2D bresvorming- en stromingsmodel ontwikkeld werd dat commercieel beschikbaar is en gebruikt kan worden voor de inschatting van overstromingsrisico's en het bijhorende beheer (Morris et al., 2009b). 5.4.5

WINDAM (integratie SIMBA)

Windam is een modulair softwarepakket voor de performantie-analyse van aarden dijken, met focus op bresevaluatie (Temple et al., 2006). Er is geen hydrologische rainfull-runoff module of flood routing berekening voorzien in WINDAM, maar er is wel een interface met dergelijke modellen. Het model is nog volop in ontwikkeling door de USDA. Momenteel bestaat WINDAM uit 2 modellen die verschillende aspecten van de performantie van aarden dammen voor overloop behandelen: SIMBA en WINDAMa. SIMBA analyseert bresgroei door overloopprocessen en wordt uitgebreid beschreven in § 5.3.7. Belangrijk in kader van de verdere integratie van SIMBA in 1 algemeen model (zie verder), is dat de reservoir routing module gelijkaardig is aan de routine van WINDAM, maar dat de outflow beperkt is tot 1 overlaat. De overloop gebeurt door een initiële gleuf zonder vegetatie en met een zachte helling. WINDAMa is een reservoir routing routine die de weerstand van het landtalud (met vegetatie/steenslag) evalueert tegen hydraulische krachten van overloop. Inputs zijn onder meer reservoir inloophydrogram en vegetatietype van landtalud. SITES (§ 5.3.6) kan bijvoorbeeld het inloophydrogram voorzien. Via reservoir routing routines wordt de outflow door één of meerdere overlaten berekend. De ruwheid van de overlaat wordt daarbij expliciet in rekening gebracht. Daarnaast worden de overloop debieten over dijksecties berekend via overlaat-berekeningen. De belangrijkste output is een beschrijving van de hydraulische krachten op het landtalud. De maximale kracht en overeenkomstige schuifspanningen worden berekend voor het maximum overloop debiet. Deze spanningen worden vergeleken met aanvaardbare spanningen voor het aanwezige vegetatietype, afgeleid uit metingen of labotesten (Temple et al., 2006). Eenmaal de aanvaardbare schuifspanning wordt overschreden, wordt erosie niet verder in rekening gebracht.


WL2010R706_08c_rev2_0

82


De volgende stap is de integratie van WINDAMa en SIMBA in WINDAMb, waarbij het berekende punt van faling van de toplaag (zoals berekend door WINDAMa) het begin zal zijn van verdere erosieberekeningen van het landtalud door SIMBA. Momenteel loopt een onderzoeksproject (tot 2011) aan de Hydraulic Engineering Research Unit (HERU) van de USDA-ARS onder leiding van Hanson dat de integratie van beide modellen voorziet in de module ‘WINDAMb’. Met deze tool zal men bresinitiatieen bresgroeiprocessen door overloop van homogene aarden dijken kunnen evalueren en zal men overlaatstructuren kunnen evalueren op hun erosieweerstand. Vervolgens staan gelaagde dijken, en beschrijving van interne erosieprocessen op het USDA-ARS onderzoeksprogramma. 5.4.6

Flo-2D

Concept Flo-2D is een 1D-channel routing model met 2D-floodplain routing. Riverflo-2D is een aparte module waarbinnen 2D channel routing mogelijk is. Er zijn 2 dambreak tools aanwezig binnen Flo-2D, waarmee bresgroei kan gemodelleerd worden. Voor de ene tool moet de gebruiker zelf de bresgroeisnelheid (horizontaal en/of vertikaal) ingeven, alsook de finale diepte van de bres. Daarnaast is ook een erosiegebaseerd bresgroeimodel aanwezig, dat bestaat uit de modelconcepten van het NWS Dambreak model (Fread, 1988). In volgende paragraaf wordt beschreven hoe dit modelconcept is geïntegreerd in Flo-2D. De faalmechanismes ‘piping’ en ‘overloop’ kunnen gesimuleerd worden. Tijdens de bresgroei wordt ook de macro-stabiliteit van de bres-sectie gecontroleerd. De flood routing componenten van Flo-2D voorzien debieten en waterstanden binnen een rivier, reservoir en overstromingsvlakte (afwaartse peilen van de bres). De bresgroei-berekeningen gebeuren met dezelfde tijdstap als flood routing berekeningen. Piping wordt geïnitieerd als het waterniveau boven een vooraf gedefinieerd niveau ten opzichte van de dijkkruin komt. De flow routing in de pipe gebeurt aan de hand van overlaatberekeningen, de erosie in de pipe wordt berekend aan de hand van de Meyer-Peter Mueller sedimenttransportvergelijking. Aan de hand van de berekende hoeveelheid geërodeerd materiaal worden de pipe-dimensies herberekend. Als de hoogte van de pipe groter wordt dan de dijkdikte boven de pipe, stort de pipe in en wordt een bres gevormd. Dezelfde flow routing en sedimenttransportvergelijkingen als voor pipe–erosie worden gebruikt voor de breserosie-berekeningen. Terwijl de bresbreedte en diepte toenemen, wordt de stabiliteit van de helling gecontroleerd en kunnen de wanden van de bres instorten bij overschrijding van stabiliteitscriteria. Op die manier kan een rechthoekig breskanaal transformeren naar een trapezoïdale bres. Verbreding van de bres kan ook gesimuleerd worden door een plotse ineenstorting van het bovenste deel van een dijklichaam, als bepaalde schuifspanningen overschreden worden. Een breskanaal wordt ook gesimuleerd bij overloop van de dijk. De toename van de bresdimensies wordt op dezelfde manier berekend als na instorten van een pipe. De in te geven bresparameters zijn de parameters van het NWS Breach model: dijkgeometrie, D50 van het dijkmateriaal en cohesieve krachten (zie § 5.3.2). Deze parameters kunnen globaal (voor alle dijksegmenten 1 parameterwaarde) of per specifiek dijksegment ingegeven worden. Het bres hydrogram dient als inflow hydrogram voor de routing van de golf in de ‘floodplain’ afwaarts de bres. De routing gebeurt met aangepaste sediment transport capaciteitsvergelijkingen voor geconcentreerde sedimentstromingen (O’brien, Tetratech). Fragility curves Levee Fragility Curves (LFC) of Dijk Breekbaarheid Curves geven de waarschijnlijkheid van falen van een bepaald dijksegment in functie van het waterpeil en een opgegeven faalniveau. Vaak wordt een van waarschijnlijkheid van falen van 50% aangenomen als faalniveau. In de VS zijn curves opgesteld voor ‘Central Valley flood studies’ (Tetra Tech Technical note) aan de hand van een combinatie van onderzoek naar de dijkconstructiemethode, veldonderzoek, in situ boringen, labtesting en veldinspectie. Een voorbeeld van LFC-curves wordt weergegeven in Figuur 45.


WL2010R706_08c_rev2_0

83


Figuur 45 – Levee Fragility Curves voor de Sacramento rivierdijken, USA. (Tetra Tech Technical note)

Met LFC kan per dijksegment een verschillend waarschijnlijkheid van falen toegekend worden. Zo kan de locatie van dijkfalen op een eenvoudige manier gebaseerd worden op basis van tal van geotechnische karakteristieken (en de hydraulische belasting), zonder dit expliciet geotechnisch te moeten modelleren. Eenmaal een locatie van een potentiële bres is gekend via het toepassen van de LFC, kan het falen van de dijk worden geïnitieerd. Dit gebeurt door piping-erosie te initiëren, dat vervolgens kan overgaan tot bresvorming en bresgroei, wat uiteindelijk kan leiden tot volledige dijkdoorbraak. Fragility curves worden ook in andere overstromingsrisicomodellen toegepast die gebruik maken van sterk vereenvoudigde bresgroei-concepten omwille van modelvereisten (bvb snelle modelruns) bvb het IHAM-model (Vorogushyn et al., 2009). Voor de Vlaamse dijken is dit concept minder relevant, aangezien een methodologie is opgesteld die toelaat de Vlaamse dijken te toetsen op bresgevoeligheid (IMDC, 2009). De locaties waar de dijken zullen falen, kan bijgevolg voor een bepaalde hydraulische belasting (storm) op voorhand bepaald worden. Voor de dijksecties ter hoogte van deze locaties moet dan enkel de groei van de bres berekend worden eenmaal de bres is geïnitieerd. 5.4.7

CastorDigue (integratie RUPRO)

RUPRO, dat piping en overflow simuleert voor homogene dijken (§ 5.3.9) is geïntegreerd in verschillende ‘Rubar’ flood routing modellen aan de hand van een hydraulische struktuur waarvan de parameters veranderen met de tijd. De modellen ‘Rubar 3’ en ‘Rubar 20’ modelleren de stroming aan de hand van respectievelijk de 1D Saint venant en 2D Saint venant-vergelijkingen. Deze modellen zijn ontwikkeld voor het simuleren van snelle stromingen en stromingstransities, zoals de stroming afwaarts een bres. Het model ‘CastorDigue’ (CAlcul Simplifié pour le Traitement des Ondes de Rupture d'une DIGUE) simuleert bresgroei voor een dijksegment en berekent de hydraulische variabelen (waaronder breshydrogram) van belang voor het inschatten van overstromingsrisico’s en organiseren van


WL2010R706_08c_rev2_0

84


rampenbestrijding. De invloed van het bresdebiet op de stroming door de rivier wordt in rekening gebracht. De stroming net afwaarts de dijk wordt weergegeven door een vereenvoudigde 2D-stroming.

5.5

Toekomst

Er is de laatste 10 jaar een sterke evolutie geweest in de beschrijving en modellering van bresinitiatie en bresgroei. Er zijn echter nog belangrijke kennishiaten, zowel op onderzoeksniveau als op niveau van modelontwikkeling en –implementatie. Voor modelontwikkeling kunnen de hiaten als volgt worden samengevat (Morris et al., 2009a, b): •

•

•

Te weinig commerciële modellen zijn beschikbaar. Veel eenvoudige formuleringen zijn beschikbaar voor direct gebruik of als ‘modules’ binnen hydrodynamische flow routing systemen. In termen van fysisch gebaseerde modellen zijn anno 2009 echter enkel NWS BREACH en HR BREACH models beschikbaar. Bresinitiatie blijft één van de meest onzekere aspecten van bresgroeisimulatie. De rol van vegetatietype en bodemcondities moet duidelijker omschreven worden en vertaald worden in bresinitiatie-routines De accuraatheid van bresgroeimodellen zal verbeteren naargelang de kennis omtrent de rol van vegetatie, bodemcondities en erodeerbaarheid toeneemt

In de nabije toekomst zijn er een aantal evoluties te verwachten omtrent bresgroei-modellering: •

USDA-ARS-HERU SIMBA and WINDAM Codes:

Het SIMBA model zal worden verfijnd, en op lange termijn in het WINDAM model worden geïntegreerd (§ 5.3.6). Een beta versie van het geïntegreerde SIMBA-WINDAM model is voorzien begin 2010. •

HR Wallingford HR BREACH Model:

Een geïntegreerde versie van HR BREACH - InfoWorksRS is beschikbaar sinds midden 2008 (§ 5.3.4). Verdere ontwikkelingen leidend tot een vebeterde ‘industry’ versie zijn te verwachten in 2010. •

DSIG:

Eind 2009 werd door Dam Safety Interest Group (DSIG, zie ook § 3.14) een artikel gepubliceerd omtrent de evaluatie van 3 nieuwe modellen voor het simuleren van bresgroei nl. SIMBA, HRBREACH en FIREBIRD (Wahl, 2009). Alle drie de bresgroeimodellen maken gebruik van kwantitatieve parameters ter beschrijving van bodemerosie, wat hen onderscheidt van andere bresgroeimodellen. Overloop erosie is het eerste mechanisme gesimuleerd door deze modellen, alhoewel HR-BREACH ook piping kan simuleren. De evaluatie zal plaats vinden in de loop van 2010 aan de hand van case study data van reële dijkbreuken en labodata van recente tests (§ 4.2.2). Zowel bresinitiatie als bresgroei zullen worden geëvalueerd. DSIG zou minstens één van deze modellen willen integreren in een commercieel pakket in de VS (bvb HEC-RAS). Dit wordt voorzien in 2011/12. Daarnaast zijn in kader van FLOODSITE (Morris et al., 2009a, b) de belangrijkste kennishiaten geïdentificeerd voor het verbeteren van bresgroei-modellering: • • • •

Een databank aanleggen met waarden voor erodibiliteitscoëfficiënten voor verschillende materialen en dijktypes Zowel predictieve als probabiliteits-gebaseerde modellen ontwikkelen Integreren van 2D of zelfs 3D-codes in numerieke software voor gedetailleerde bresgroeiberekeningen Ontwikkelen van vereenvoudigde modellen voor gebruik in uitgebreide overstromingsrisicoberekeningen


WL2010R706_08c_rev2_0

85


6

Referenties (alfabetisch)

Asselman, N., Coen, L , Diermanse, F., Groeneweg, J., Jeuken, C. , Peeters, P., Sperna Weiland F., 2007. Koploperproject LTV-O&M-ThemaVeiligheid - deelproject 2. Rijkswaterstaat- Rijksinstituut voor Kust en Zee. Calle, E., 2002. Samenvatting dijkdoorbraakprocessen. Geodelft. Chow, V.T., 1986. Open channel hydraulics, (International edition Edn), McGraw Hill. Courivaud, J.-R., 2007. Analysis of the dam breaching database, CEATI Report No. T032700-0207B. Dam Safety Interest Group (DSIG). Technologies, C. D'Eliso, C., Oumeraci, H. and Kortenhaus, A., 2006a. Breaching of coastal dikes: detailed breaching model, Braunschweig, Germany. D'Eliso, C., Oumeraci, H. and Kortenhaus, A., 2006b. Breaching of coastal dikes: preliminary model, Braunschweig, Germany. DHI, 2005. MIKE11 manual Engelund F., Hansen E., 1967. A monograph on sediment transport. Technisk Forlag, Copenhagen, Denmark. Fread, D.L., 1984. DAMBRK: The NWS flood forecasting model. Fread, D.L., 1988. BREACH: An erosion model for earthen dam failures (Model description and user manual), NOAA, Silver Spring, Maryland, USA. Service, N. W. Froehlich, D.C., 1995. 'Peak outflow from breached embankment dam', Journal of Water Resources, Vol. 121 (No. 1), pp. pp. 90-97. Froehlich, D.C., 2008. 'Embankment dam breach parameters and their uncertainties', Journal of Hydraulic Engineering, ASCE, Vol. 134 (No. 12), pp. pp. 1708-1721. Galappatti, R, 1983. A depth-integrated model for suspended transport. Communications on Hydraulics, Rep. 83-7, Dept. Civil Eng., Delft Univ. Techn., Delft, The Netherlands. Geisenhainer, P., 2008. Sea dike breach initiation and development, Leichtweiß-Institut for Hydraulic and Water Resources, Braunschweig (Germany). Golfoverslagproeven Zeeuwse Zeedijken, Factual Report, 2008. Infram in opdracht van Projectbureau Zeeweringen. Gouldby, B.P. and Samuels, P.G., 2009 Language of risk: project definitions, FLOODSITE Report T3204-01. Hanson G.J., 1991. Development of a Jet Index to Characterize Erosion Resistance of Soils in Earthen Spillways, Transactions of the ASAE, vol. 34, no. 5, 1991, p. 2015-2020. Hanson, G. J. 2001. “Field and Laboratory Jet Testing Method for Determining Cohesive Material Erodibility”, Proceedings of the 7th Fed. Inter. Sedimentation Conf., Reno, NV. Hanson, G.J. and Cook, K.R., 2004. 'Apparatus, test procedures and analytical methods to measure soil erodibility in situ', Applied engineering in agriculture, Vol. 20 (No. 4), pp. pp. 455-462. Hanson, G.J. and Cook, K.R.,2004. 'Apparatus, test procedures and analytical methods to measure soil erodibility in situ', Applied engineering in agriculture, Vol. 20 (No. 4), pp. pp. 455-462.


WL2010R706_08c_rev2_0

86


Hanson, G.J. and Hunt, S.L., 2007. 'Lessons learned using laboratory jet testing method to measure soil erodibility of compacted soils', Journal of applied engineering in agriculture (ASABE), Vol. 23 (No. 3), pp. pp. 305-312. Hassan, M.A.A.M. and Morris, M.W., 2005. IMPACT Project Field Tests Data Analysis. FLOODSITE Report T04-08-04 Hassan, M.A.A.M. and Morris, M.W., 2008. IMPACT Project field tests data analysis, FLOODSITE Report T04-08-04. IMDC, 2005. Toetsing Veiligheid Vlaamse Kust, deel VI, Comrisk case Study Vlaanderen/Zeeuws Vlaanderen IMDC, 2006. Literatuurstudie Faalmechanismen Zeewering – eindrapport, Safecoast. IMDC, 2009. Onderzoek naar de bresgevoeligheid van de Vlaamse winterdijken – Opstellen van een wetenschappelijk verantwoorde en praktische methode. In opdracht van het Waterbouwkundig Laboratorium, Borgerhout. Belgïe. Jandora, J. and Riha, J., 2008. The Failure of Embankment Dams due to overloop. BRNO University of Technology, Tjechië. Kahawita, R., 2007. Dam breach modelling - a literature review of numerical models, CEATI Report No. T032700-0207C. CEA Technologies (CEATI). CEATI. Knoeff J.G. and Verheij H.J., 2003. Residual strength after initial failure by overflow/overloop (Delft Cluster). Mastbergen, D, and Winterwerp, J, 1987. Het gedrag van zand-watermengselstromingen boven water; verslag experimentele vervolgstudie. Delft Hydraulics, Rep. Z46-02, Delft, the Netherlands. Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement Leefmilieu en Infrastructuur, Waterwegen en Zeekanaal NV, Afdeling Zeeschelde. 2005. Maatschappelijke Kosten-Baten analyse voor de actualisatie van het Sigmaplan. Gevoeligheidsanalyses op de optimale oplossing. Mohamed, M.A.A., 1998. Informatic tools for the hazard assessment of dam failure., IHE, Delft.MSc. Mondelinge communicatie Paul Visser en Henk Verheij, 2009 Morris, M.W, Hassan, M.A.A.M., Zech, Y.,Frazão, S.S., Alcrudo, CADAM/IMPACT/FLOODSITE. FLOODSITE Conference Paper 57.

F

en

Boukalova

Z.

Morris, M.W. 2005. IMPACT Project: Final technical report. Morris, M.W. and Hassan, M.A.A.M., 2005a. IMPACT: Breach formation technical report (WP2). IMPACT. www.IMPACT-project.net Morris, M.W. and Hassan, M.A.A.M., 2005b. IMPACT: Breach formation technical report Morris, M.W and Hassan, M.A.A.M. 2009. Breach Initiation & Growth: Physical Processes. Analysis of IMPACT project breach field tests, FLOODSITE Report T06-08-11. Morris, M.W., 2000. 'CADAM: A European Concerted Action Project on Dambreak Modelling',In: Tedd, P. ed. British Dam Society 11th Bienniel Conference: Dams 2000, Bath, UK, 14-17th June 2000, 2000. Thomas Telford Ltd., pp. pp. 42-53. Morris, M.W., 2002. 'The IMPACT Project - Continuing European Research on Dambreak Processes and Failure of Flood Embankments', In: Tedd, P. ed. British Dam Society 12th Biennial Conference, 2002: Reservoirs in a Changing World, Dublin, Eire, 4-8th September 2002, 2002. Thomas Telford Ltd., pp. pp. 484-493.


WL2010R706_08c_rev2_0

87


Morris, M.W. (In Prep.) Breaching of earth embankments and dams, The Open University, England. PhD. (subject to examination) Morris, M.W., Hanson, G.J. and Hassan, M.A.A.M., 2008a. 'Improving the accuracy of breach modelling: why are we not progressing faster?' Journal of Flood Risk Management, Vol. 1 (No. 4), pp. pp. 150-161. Morris, M.W., Hanson, G.J. and Vaskinn, K.A., 2006. 'Recent advances in predicting breach formation through embankment dams', 22nd International Congress on Large Dams (ICOLD), Barcelona, Spain, June 2006, 2006. Morris, M.W., Hassan, M., Kortenhaus, A. and Visser, P.J.,2009. Breaching processes, a state of the art review. FLOODSITE Report T06-06-03. Morris, M.W., Hassan, M.A.A.M., Buchholzer, Y. and Davies, T., 2008. 'HR BREACH: Developing a practical model to meet industry needs', 28th US Society of Dams Annual Meeting and Conference, Portland, Oregon, US., 28th April - 2nd May 2008. Morris, M.W., Kortenhaus, A. and Visser, P.J., 2009a. Modelling breach initiation and growth, executive summary. FLOODSITE Report T06-08-01 Morris, M.W., Kortenhaus, A. and Visser, P.J., 2009b. Modelling breach initiation and growth, FLOODSITE Report T06-08-02 O’brien, J.S. Reasonable assumptions in Routing a Dam Break Mudflow. Tetra Tech, Flo-2D Software Inc, USA. P. Peeters, R. Van Looveren, L. Vincke, W. Vanneuville and J. Blanckaert, 2008. Analysis of dike breach sensitivity using a conceptual method followed by a comprehensive statistical approach to end up with failure probabilities. 4th International Symposium on Flood Defence: Managing Flood Risk, Reliability and Vulnerability. Toronto, Ontario, Canada. Ponce, V.M. and Tsivoglou, A.J., 1981. 'Modelling gradual dam breaches', Journal of Hydraulics, Vol. 107 (No. 7), pp. pp. 829-838. Powledge, G.R., Ralston, D.C., Miller, P., Chen, Y.H., Clopper, P.E. and Temple, D.M.,1989. 'Mechanics of overflow erosion on embankments. I: Research activities', Journal of Hydraulic Engineering, ASCE, Vol. 115 (No. 8), pp. pp. 1040-1055. Pugh, C.A. ,1985. Hydraulic model studies of fuse plug embankments, REC-ERC-85-7. Bureau of Reclamation, D., Colarado. Robinson, K. and Hanson, G.,1996. Influence of backwater on headcut advance. In Proceedings of the ASCE North American Water and Environment Congress, CD-ROM. C.T.Bathala, ed. Anaheim, Calif.: ASCE. Singh, V.P. and Scarlatos, P.D., 1989. Breach Erosion of Earth-Fill Dams and Flood Routing (BEED) Model, Environmental Laboratory, US Army Corps of Engineers. Smart, G.M., 1984. 'Sediment transport formula for steep channels', Journal of Hydraulic Engineering, Vol. 110 (No. 3), pp. pp. 267-276. Smets, S., Pereira, F. en Bulckaen, D., 2005. Sigmaplan Maatschappelijke KostenBatenAnalyse. Deelopdracht 1. Faserapport 2: Nulalternatief: waterstanden, overstromingskaarten, schade, slachtofers en risico. Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, Departement LIN, Administratie Waterwegen en Zeewezen, Afdeling Zeeschelde. Steetzel, H.J., 1993.: Bresgroei, pragmatische modellering breedtegroei. WL|Delft Hydraulics, verslag H1242, Delft Stein O.R., Julien P.Y., 1993. Criterion Delineating the Mode of Headcut Migration, Journal of Hydraulic Engineering, vol. 119, no. 1, January 1993, p. 37-50.


WL2010R706_08c_rev2_0

88


Temple D.M., Hanson G.J., 1994. Headcut Development in Vegetated Earth Spillways, Applied Engineering in Agriculture, vol. 10, no. 5, 1994, American Society of Agricultural Engineers, p. 677-682. Temple D.M., Moore J.S., 1994. Headcut Advance Prediction for Earth Spillways, presented at the 1994 ASAE International Winter Meeting, Paper No. 94-2540, Atlanta, Georgia, December 13-16, 1994, 19 p. Temple, D. M., Hanson, G. J., Neilsen, M. L., Cook, K. R. 2005. Simplified Breach Analysis Model for Homogeneous Embankments: Part 1, Background and Model Components. Proceedings USSD Salt Lake City, Utah. Temple, D.M., Hanson, G.J. and Neilsen, M.L., 2006. 'Windam-Analysis of Overtopped Earth Embankment Dams', ASABE Annual International Meeting, Portland, Oregon, US, 9-12 July 2006, 2006. Temple, D.M., Hanson, G.J., Neilsen, M.L. and Cook, K.R. , 2005. 'Simplified breach analysis model for homogeneous embankments: Part 1, Background and model components', 25th Annual USSD Conference, Salt Lake City, Utah, USA, 6-10 June 2005, 2005. Tetra Tech, Flo-2D Software Inc. Utilizing Levee Fragility Curves to Develop Hazard Maps. Tetra Tech Technical note. USDA-ARS, 2005. Small Dams are put to the test. Agricultural Research 2005. USDA, Handleiding (website) SITES van het NRCS. www.wsi.nrcs.usda.gov/products/W2Q/H&H/Tools_Models/Sites.html Van Rijn L.C., 1984a. Sediment transport, Part I: bed load transport. J. Hydr. Eng., ASCE, vol. 110, pp. 1431-1456. Van Rijn L.C., 1984b. Sediment transport, Part II: suspended load transport. J. Hydr. Eng., ASCE, vol. 110, pp. 1613-1641. Vaskinn, K.A., Lovell, A., Hoeg, K., Morris, M.W., Hanson, G.J. and Hassan, M.A.A.M., 2004a. 'IMPACT: Physical modelling of breach formation: Large scale field tests', Association of State Dam Safety Officials: Dam Safety Conference 2004, Phoenix, Arizona, US, September 2004, 2004a. Verheij, H.J., 2002.: Bresgroei in cohesieve materialen – samenvattend verslag WL|Delft Hydraulics, verslag Q2959, Delft Verheij, H.J., 2003. Aanpassen van het bresgroeimodel binnen HIS-OM. WL|Delft Hydraulics, verslag Q3299, Delft Verwaest, T., Van Poucke, Ph., Reyns, J., Van der Biest, K., Vanderkimpen, P., Peeters, P., Kellens, W., Vanneuville, W., 2008. SAFECoast: Comparison between different flood risk methodologies: action 3B report, SAFECoast Interreg IIIb North Sea project, Flanders Hydraulics Research, Belgium. Visser, P.J., 1989. A model for breach growth in a dike burst. Proc. 21st. Int. Conf. Coastal Eng. Malaga Spain, 1988. pp; 1897-1910 Visser, P.J., 1998. Breach growth in sand dikes, Delft University of Technology, Delft, The Netherlands. PhD. Von Thun J.L., Gilette D.R., 1990. Guidance on Breach Parameters, unpublished internal document, U.S. Bureau of Reclamation, Denver, Colorado, March 13, 1990, 17 p. Vorogushyn, S., Apel, H., Lindenschmidt, K.-E. and Merz, B.,2009. Analysis of flood hazard under consideration of dike breaches. Geophysical Research Abstracts, 11. Vroeg, J.H. de, G.A.M.Kruse & M.R.A. van Gent, 2002.: Processes related to breaching of dikes Erosion due to overloop and overflow. Delft Cluster, report DC030202/H3803, Delft Wahl, T.L., 2007. Laboratory investigation of embankment dam erosion and breach processes,CEA


WL2010R706_08c_rev2_0

89


Technologies (CEATI). CEATI. Wahl, T.L., 2008. Modeling Headcut Erosion in a Proposed Fuse Plug Auxiliary Spillway Channel at Glendo Dam. Hydraulic Laboratory Report HL-2008-05, U.S. B.R. Hydraulic Investigations and Laboratory Services Group, Denver, Colorado. Wahl, T.L, 2009. Evaluation of new models for simulating embankment dam breach; ASDSO Dam Safety '09 - Hollywood, Florida Wahl, T.L., Hanson, G.J., Courivaud, J.-R., Morris, M.W., Kahawita, R., McClenathan, J.T. and Gee, D.M., 2008. 'Development of next generation embankment dam breach models', US Society of Dams Annual Meeting and Conference 2008, Portland, Oregon. US.2008. Wahl, T.L., Hanson, J. and Regazzoni, P.L, 2009. Quantifying Erodibility of embankment materials for the modelling of dam breach processes. Presented at ASDSO Dam Safety '09 Sept. 27-Oct. 1, 2009 Hollywood, Florida.Dept. of the Interior, Bureau of Reclamation Technical Service Center, Denver. Walder, J.S. and O'Connor, J.E., 1997. 'Methods for predicting peak discharges of flood caused by failure of natural and constructed earthern dams', Water Resources Research, vl. 33 (no 10), pp. 23372348. Wallingford HR. Morris M.W., 2005. IMPACT: Investigation of Extreme Flood Processes and Uncertainty: Final Technical Report - Jan.05. Wallingford HR, 2009. Handleiding Infoworks RS 10.5 Wang, P. and Kahawita, R., 2002. 'Modelling the hydraulics and erosion process in breach formation to overloop', In: Gyr, A. and Kinzelbach, W. eds. Symposium of Sedimentation and Sediment Transport, Monte Verita, Switzerland, September 2002, 2002. Wang, P., Kahawita, R., Mokhtari, A., Phat, T.M. and Quach, T.T., 2006. 'Modelling breach formation in embankments due to overloop', 22nd International Congress on Large Dams (ICOLD), Barcelona, Spain, June 2006, 2006. Weijers, J., RWS Waterdienst, Elbersen G.T.,RWS Dienst Verkeer en Scheepvaart, Koelewijn A.R., Deltares, Pals, N.,TNO., 2009. Macrostabiliteit Ijkdijk: sensoren meettechnologie. Rijkwaterstaat, Ministerie van Verkeer en Waterstaat, Nederland. Wu, W., Kang, Y. and Wang, S., 2009. An earthen embankment breach model. Presented at the 33d IAHR Congress: Water Engineering for a Sustainable Environment. Wu, W.., 2010. Earthen Embankment Breaching. Forum article to be submitted to J. Hydraulic Eng., ASCE, March 2010 Zhu, Y., 2006. Breach growth in clay dikes, Delft University of Technology, Delft, The Netherlands. PhD.


WL2010R706_08c_rev2_0

90

Waterbouwkundig Laboratorium Flanders Hydraulics Research

Berchemlei 115 B-2140 Antwerpen Tel. +32 (0)3 224 60 35 Fax +32 (0)3 224 60 36 E-mail: [email protected] www.watlab.be

Opstellen bresgroeiparameters Vlaamse rivierdijken

Recommend Documents