Onderzoek Bodemerosie Amsterdam-Rijnkanaal

Onderzoek Bodemerosie Amsterdam-Rijnkanaal


Henk Verheij Hans van Meerten Sanjay Giri

1205317-000

© Deltares, 2012

1205317-000-ZWS-0007, 14 februari 2012, definitief

Inhoud 1 Inleiding 1.1 Aanleiding 1.2 Doelstelling

1 1 1

2 Uitgangspunten 2.1 Aangeleverde gegevens 2.2 Kanaalgegevens 2.3 Scheepvaart

3 3 3 5

3 Scheepsgeïnduceerde hydraulische belasting 3.1 Inleiding 3.2 Primaire waterbeweging 3.3 Schroefstralen 3.4 Secundaire scheepsgolven 3.5 Vaargedrag

7 7 7 12 14 14

4 Diepte en uitgestrektheid ontgrondingskuilen

15

5 Conceptuele ontwerpen bodemverdedigingen 5.1 Inleiding 5.2 Losgestorte breuksteen 5.3 Gegroute bestorting 5.4 Asfaltmatten 5.5 Overgangsconstructies 5.6 Filteropbouw

17 17 17 18 19 20 20

6 Effect van bodemerosie op geohydrologie 6.1 Inleiding 6.2 Geologische en hydrologische situatie 6.2.1 Bodemopbouw 6.2.2 Geohydrologische schematisatie 6.3 Grondwaterstand in het eerste watervoerende pakket 6.4 Hydrologische situatie van het kanaal 6.5 Doorlatendheid slib op de kanaalbodem 6.6 Analyse grondwaterstroming van en naar het kanaal 6.7 Evaluatie van gegevens en berekeningen

21 21 21 21 24 25 26 27 28 32

7 Conclusies en aanbevelingen

35

8 Literatuur

37


i


Bijlage(n) A Hydraulische berekeningen

A-1

B Bijlage B B.1 Locaties van peilbuizen uit het DINO-databestand B.2 Verdeling van de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket uit NHI B.3 Hydraulische weerstand van holocene toplagen uit NHI

B-1 B-1 B-5 B-9

ii



1 Inleiding 1.1

Aanleiding Vastgesteld is dat een groot deel van de damwanden langs het Amsterdam-Rijnkanaal niet voldoet aan de veiligheidsnorm. Er is daardoor kans op falen van de damwand, en de belangrijkste reden daarvoor is dat aan de teen van de damwanden erosie optreedt van de kanaalbodem. De scheepvaart op het kanaal is de meest waarschijnlijke oorzaak van deze erosie. Om de situatie te kunnen verbeteren is inzicht nodig in de optredende erosieprocessen en in de effecten van te treffen maatregelen.

1.2

Doelstelling De doelstelling van het onderzoek kan worden geformuleerd als: Het aanleveren van adequate informatie om een goede keuze te kunnen maken voor het onderhoud en de vervanging van de damwanden. Daartoe is inzicht nodig in de ontwikkeling van de door de scheepvaart veroorzaakte erosiekuilen bij de damwanden, de mogelijkheden om de bodem te verdedigen tegen de optredende belastingen, en de mogelijke invloed van een lagere bodem op de stromingen onderlangs het damwandscherm. De volgende aspecten komen aan de orde: Aspect 1: Aspect 2: Aspect 3:

Aspect 4:

Aspect 5:

Bepalen scheepsgeïnduceerde belastingen op de bodem naast de damwanden (retourstromingen, schroefstralen, scheepsgolven); Bepalen evenwichtsdiepte en uitgestrektheid van ontgrondingskuilen; Opstellen conceptuele ontwerpen van bodemverdedigingen voor het oorspronkelijke profiel met onderwatertalud en voor een aangepast profiel zonder onderwatertalud; In kwalitatieve zin nagaan wat de gevolgen zijn van erosie aan de teen van de damwanden ten aanzien van grondwaterstromingen onderlangs het damwandscherm; Kwalitatief nagaan of de overgangen van het originele bakprofiel naar een rechthoekig dwarsprofiel invloed hebben op het vaargedrag van schepen;

De studie is uitgevoerd door dr.ir. S. Giri, ir. H. van Meerten en ir. H.J. Verheij, die tevens als projectleider fungeerde. Van de zijde van de opdrachtgever was ing. W. van Barneveld contactpersoon.


1 van 76


2 2.1

Uitgangspunten Aangeleverde gegevens Door de opdrachtgever zijn de volgende gegevens aangeleverd: • • • • • •

Overzichtskaart met kilometrering; Afmetingen van relevante dwarsprofielen (Excel file met kanaalbreedtes); Bodempeilingen; Scheepvaarttellingen uit IVS-bestand, aangevuld met prognoses voor 2040; Geohydrologische informatie; Foto’s van passerende schepen (bron Google Earth).

In het navolgende wordt de informatie besproken die als uitgangspunt dient voor de studie.

Figuur 2.1 Amsterdam-Rijnkanaal.

2.2

Kanaalgegevens Het Amsterdam-Rijnkanaal heeft een bakvormig profiel met een breedte op de waterspiegel variërend van 70 tot 120 m en voor de teen van de damwanden onderwatertaluds met een helling 1:8 (zie Figuur 2.2). Op een aantal trajecten is het onderwatertalud weg geërodeerd.


3 van 76


3,6 m

2,4 m 19,2 m

19,2 m

55,6 m

Figuur 2.2 Kanaaldoorsnede (profiel A).

Het streven is om minimaal een kanaaldoorsnede van 600 m 2 te handhaven, een breedte op de waterspiegel van 100 m en een waterdiepte van 6 m. Dit zal niet overal mogelijk zijn, omdat de kanaalbreedte niet kan worden verbreed, maar ook omdat overwogen wordt een nieuwe damwand voor de bestaande te plaatsen. In overleg zijn daarom een aantal kanaalprofielen geselecteerd, zie Tabel 2.1. Tabel 2.1

profiel A B C D E F

Kanaalprofielen.

type met onderwater talud zonder onderwater talud klein, zonder onderwater talud verdiept, zonder onderwater talud groot, Met onderwater talud groot, zonder onderwater talud

Breedte (m) 94 92 70

Diepte (m) 6 6,5 7,6

Oppervlak (m2) 518 598 532

92

7,6

699

120

6

674

120

6

720

Gekozen is voor een kanaalbreedte van 94 m (profiel A), omdat dit een veelvuldig voorkomende breedte is op het Amsterdam-Rijnkanaal zoals blijkt uit het beschikbare kanaalbreedte bestand. De breedte van 94 m is een ondergrens voor de breedte op het traject km 0 – 42 en levert de ongunstigste condities op voor de scheepsgeïnduceerde waterbeweging. De profielen B t/m F zijn mogelijke varianten. Uitgangspunt is daarbij dat de bestaande damwand gehandhaafd kan blijven en het onderwatertalud wordt verdedigd. Als de damwand niet kan worden gehandhaafd zal een nieuwe damwand worden geplaatst voor de bestaande en daardoor zal de kanaalbreedte afnemen tot 92 m. Profiel C is het smalle traject bij Maarssen. De stroomsnelheid in het Amsterdam-Rijnkanaal is verondersteld nul te zijn.

4 van 76



2.3

Scheepvaart Het Amsterdam-Rijnkanaal is een van de drukst bevaren kanalen van Nederland. Het is een CEMT klasse VI vaarweg en dat betekent dat duwstellen, koppelverbonden en Rijnmaxschepen er varen. Uit de scheepvaarttellingen van RWS blijkt dat het Groot Rijnschip, RWSklasse M8, het meest voorkomt: 19500 schepen, ofwel 25% in 2008, en dat aantal zal groeien bij het economische GE scenario naar 56000 schepen in 2040, ofwel 42%. Het Rijnmax-schip, RWS klasse M12, maakt 1% van de vloot uit, ofwel: 770 schepen, in 2008, en groeit bij het GE scenario naar 3440 schepen in 2040 met 2,5% per jaar. Deze beide schepen worden gekozen als maatgevend. In Tabel 2.2 staan een aantal karakteristieke afmetingen en andere gegevens. De gegevens voor hoofd- en boegschroeven zijn ontleend aan een analyse door Verheij (2010) van enkele studies door Marin (ten Hove, 2008; ten Hove, 2010). Aangehouden zijn 90% onderschrijdingswaarden. Tabel 2.2

Gegevens van schepen.

Parameter Lengte (m) Breedte (m) Diepgang (m) hoofdschroef Max vermogen, P (kW) Diameter, Dp (m) Boegschroef (stuurroooster) Max vermogen, P (kW) Diameter, Dp (m)

M8 schip

M12 schip

110 11,4 3,5

135 17 4,0

1700 2,0

2800 2,3

700 1,2

1000 1,4

Niet in beschouwing genomen zijn duwstellen en koppelverbanden, omdat zij ofwel gering in aantal zijn of sterk lijken op een M12 schip wat betreft grootspant oppervlak. Op het Amsterdam-Rijnkanaal is vaak sprake van elkaar oplopende schepen. Het opgelopen schip vaart dan op korte afstand van de damwand. Uit een enquete is gebleken dat de schepen tijdens de oploopmanoeuvre hun boegschroeven niet gebruiken (Manaois, 2011). Op het Amsterdam-Rijnkanaal geldt een wettelijk maximaal toegelaten vaarsnelheid van 18 km/uur.


5 van 76


3

Scheepsgeïnduceerde hydraulische belasting

3.1

Inleiding De scheepsgeïnduceerde belasting bestaat uit retourstroomsnelheden, boeg- en hekgolven, en schroefstraal snelheden. Uit eerder onderzoek lijken de retourstroomsnelheden maatgevend als wordt uitgegaan van varende schepen, zeker als deze dicht langs de oever varen (Lievense, 2010). In het kader van het onderhavige onderzoek zijn niettemin ook opnieuw de stroomsnelheden in de schroefstralen (hoofd- en boegschroeven) beschouwd. Ook zijn de scheepsgolven van snelvarende schepen meegenomen.

3.2

Primaire waterbeweging Een varend schip creëert een retourstroom onder en naast het schip die in tegengestelde richting van de vaarrichting werkt. In dit hoofdstuk wordt voor geladen vaart berekend wat de gemiddelde retourstroming is voor de verschillende scheepstypen voor de scenario’s “Varen” en “Passeren”. Het scenario “Manoeuvreren” wordt hier niet beschouwd aangezien een stilliggend schip geen retourstroming creëert. Wanneer een schip in een kanaal vaart, moet water worden verplaatst van voor de boeg van het schip naar achteren, de zogenaamde retourstroom. Deze stroming leidt tot een waterspiegeldaling rond het schip. De hoeveelheid water die naar achteren moet worden verplaatst, is afhankelijk van de vaarsnelheid en moet worden afgevoerd door het kanaalprofiel minus het dwarsoppervlak van het schip onder water, en gecorrigeerd voor de waterspiegeldaling. Door dit beperkte profiel kan geen oneindige hoeveelheid water worden afgevoerd; de maximale hoeveelheid hangt af van de vaarsnelheid en de afmetingen van het kanaal en het schip. De vaarsnelheid waarbij de maximale hoeveelheid water wordt afgevoerd onder en langs het schip, wordt de grenssnelheid genoemd van een schip in een kanaal. Een schip kan nooit harder varen dan de grenssnelheid. In de praktijk zal een schipper nooit harder varen dan 80% van de grenssnelheid, omdat harder varen dan 80% van de grenssnelheid te weinig snelheidstoename oplevert ten opzichte van de extra hoeveelheid benodigde brandstof. Als het dwarsprofiel verruimd wordt, bijvoorbeeld door baggeren of vaarwegverbreding, neemt de grenssnelheid toe. De stroomsnelheden in de retourstroom zijn bepaald nabij de damwand met het numerieke programma Delft3D. Daarbij is gebruik gemaakt van het z-lagen model waarmee de stroomsnelheid op elke diepte kan worden uitgerekend. Na de preparatie van het model zijn diverse simulaties uitgevoerd. Voor het uitvoeren van de berekeningen is in Delft3D een recht traject van 5 km gemodelleerd met een horizontaal rooster met afmetingen van 2,4 m x 2,4 m. Dit rooster is voldoende fijn in relatie tot de breedte van de schepen en de afstand tussen schip en oever. De gekozen lengte van 5 km is voldoende om een stabiele berekening te maken. In verticale zin is de waterdiepte in een aantal lagen verdeeld, maximaal 13 afhankelijk van de waterdiepte. De hoogte van de lagen is nabij de bodem kleiner dan bij het wateroppervlak. Deze verdeling van de diepte in lagen maakt het mogelijk om op verschillende dieptes de snelheid te bepalen. Tussen de lagen is uitwisseling van energie en wordt ook een (in de onderhavige berekeningen zeer geringe) verticale snelheidscomponent bepaald. Er is sprake van een hydrostatische drukverdeling.


7 van 76


De schepen zijn gemodelleerd als bewegende drukvelden op het wateroppervlak. Er is niet gewerkt met een drukveld dat vanaf de beginrand geleidelijk versneld naar de gewenste constante vaarsnelheid, omdat dit leidt tot numerieke translatiegolven in het model, maar eerst is in een initiële run het effect van het drukveld op het stroombeeld bepaald. Het resultaat is de invoer voor de echte berekeningen waarbij het drukveld direct de gewenste snelheid krijgt. Tenslotte wordt opgemerkt dat voor de turbulentie gebruik is gemaakt van het turbulentiemodel. Voor de bodemruwheid is een Chézy waarde van 60 m 0,5/s aangehouden. Voorafgaand aan de werkelijke berekeningen is gecontroleerd of het z-lagen model, dat snelheden berekent op verschillende hoogten in de vertikaal, vergelijkbare resultaten geeft als een berekening van de dieptegemiddelde stroomsnelheid met een tweedimensionale versie van Delft3D. Dit blijkt het geval en wordt veroorzaakt door het sterk blokvormige snelheidsprofiel in de vertikaal. Voor de vergelijking is overigens gebruik gemaakt van de tweedimensionale berekeningen van Lievense (2010). De werkelijke simulaties zijn in overleg met RWS uitgevoerd; zie Tabel 3.1. Opgemerkt wordt dat de vaarsnelheden veel lager zijn dan de wettelijk maximaal toelaatbare vaarsnelheid van 5 m/s (18 km/uur). Er wordt ook daadwerkelijk wel zo hard gevaren, maar het gaat dan vrijwel altijd om ongeladen of gedeeltelijk geladen schepen. Voor geladen schepen zijn snelheden van 5 m/s niet haalbaar. Een voorbeeld daarvan is simulatie 1 met een enkel schip. De grenssnelheid voor dat schip is 4,45 m/s als het in de as van het kanaal vaart. Een realistische vaarsnelheid op 90% van de grenssnelheid en op 21,5 m uit de as, resulteert dan in 3,75 m/s. De vaarsnelheden zijn overigens bepaald met het programma DIPRO. Twee schepen in een zelfde kanaaldoorsnede worden daarbij beschouwd als één schip. De berekende vaarsnelheid wordt daarna gesplitst in twee vaarsnelheden waarbij de vaarsnelheid van het inhalende schip verondersteld is 0,5 m/s hoger te zijn dan de berekende snelheid, en de vaarsnelheid van het ingehaalde schip 0,5 m/s lager. Tabel 3.1

Uitgevoerde simulaties (Vs = vaarsnelheid, Ac = kanaaldoorsnede, AM = scheepsdoorsnede).

Simulatie

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

8 van 76

Kanaal profiel

Schip 1 type

Vs (m/s)

type

Vs (m/s)

A A A B C E B D F E

M12 M8 M12 M12 M8 M12 M8 M8 M12 M8

3,75 2,75 2,25 2,60 2,75 2,60

M12 M12 M12 M12 M12 M12 M12 M12 M12

3,75 3,25 3,60 3,75 3,60

Schip 2

Totaal grootspant oppervlak (m 2) 68 107,9 136 136 107,9 136 107,9 107,9 136 107,9

AC/AM (-)

7,6 4,8 3,8 4,4 4,9 5,0 5,5 6,5 5,3 6,2



De simulaties 1 t/m 6 zijn uitgevoerd; 7 t/m 10 niet. Deze simulaties zijn niet maatgevend omdat de verhouding AC/AM groter is dan bij vergelijkbare simulaties 1 /m 6. De afstand tussen het opgelopen schip 1 en de oever bedroeg in alle simulaties met twee schepen 11,5 m en de afstand tussen de beide schepen bedroeg eveneens 11,5 m. Bij simulatie 1 bedroeg de afstand tussen schip en oever 17 m. Dergelijke geringe afstanden tot de oever komen overigens ook regelmatig voor zoals de volgende foto laat zien.

In Bijlage A staan details van de diverse berekeningen. Figuur 3.1 geeft een beeld van de maatgevende simulatie 3 waarbij een M12 wordt opgelopen door een andere M12. In Figuur 3.2 wordt het stroomsnelheidsveld in een dwarsprofiel getoond. Uit de schaal is af te leiden dat de maximale stroomsnelheid tussen schip 1 en de oever orde 2,0 à 2,5 m/s bedraagt. Op basis van alle uitgevoerde simulaties zijn in Figuur 3.3 de snelheidsverticalen gepresenteerd boven de bodem. Bij de simulaties 4 en 5 is geen onderwatertalud aanwezig. Dat is niet het geval bij de andere simulaties. Wat op valt is dat de snelheid nabij de bodem nauwelijks geringer is dan in de bovenste 3 m. Kennelijk is er sprake van een blokvormig snelheidsprofiel. Ook valt op dat bij simulatie 1 met 1 schip in het kanaal toch een hoge retourstroomsnelheid optreedt. Dit wordt veroorzaakt door de hogere vaarsnelheid die mogelijk is bij slechts 1 schip in de kanaaldoorsnede. Geconcludeerd kan worden dat simulatie 3 de maximale stroomsnelheden oplevert: 2,3 m/s. Als er geen onderwater talud zou zijn, kanaalprofiel B, dan neemt de verhouding kanaaldoorsnede versus totale grootspant doorsnede toe tot 4,4. In dat geval zijn ook hogere vaarsnelheden mogelijk. Dit is simulatie 4. Per saldo betekent een en ander dat de stroomsnelheid reduceert tot ongeveer 1,6 à 2,0 m/s, zie ook Figuur 3.3 en 3.4. In de laatste figuur zijn de maximale stroomsnelheden van de uitgevoerde berekeningen gerelateerd aan de verhouding kanaaldoorsnede versus totale grootspant doorsnede. Met deze figuur kan ook worden aangetoond dat de simulaties 7 t/m 10 terecht niet zijn uitgevoerd.


9 van 76


t = 60 ( 6 min)

t = 45 (4,5 min)

t = 60 (6 min)

Figuur 3.1 Simulatie 3: dieptegemiddelde snelheiden (zie voor snelheden legenda bij Figuur 3.2)

10 van 76



Figuur 3.2 Simulatie 3: snelheidsveld in dwarsprofiel (NB: m = 615 is dwarsdoorsnede corresponderend met x = 1476 m)

Figuur 3.3 Snelheidsverticalen tussen schip 1 en de oever.


11 van 76


maximale retourstroomsnelheid

2,5 2 1,5 1 0,5 0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

verhouding kanaaldoorsnede - totale scheepsdoorsnede Figuur 3.4 Maximale retourstroomsnelheden (NB: totale scheepsdoorsnede is de som van de beide afzonderlijke doorsneden).

Uit de figuren is ook een stroomsnelheid onder de schepen af te lezen. Deze stroomsnelheden zijn echter niet betrouwbaar, omdat het numerieke model deze snelheden niet correct berekend. De stroomsnelheden onder een schip kunnen wel worden geschat met een empirische formule (Stolker en Verheij, 2006), afgeleid voor een enkel schip: Ubodem = (1,5 à 2) Uschijf Waarin: Ubodem = stroomsnelheid onder een schip (m/s) Uschijf = dwarsdoorsnede gemiddelde retourstroomsnelheid volgens methode Schijf (m/s) Voor simulatie 1 kan met DIPRO een gemiddelde retourstroomsnelheid worden berekend van 1,3 m/s. Met de gegeven formule zou dit leiden tot snelheden onder het schip van 2,0 à 2,6 m/s. Deze stroomsnelheden kunnen in wezen optreden over de gehele breedte van het kanaal. Voor het bepalen van ontgrondingsdiepten en de dimensionering van bodembeschermingen zal worden uitgegaan van een maatgevende stroomsnelheid van 2,0 à 2,6 m/s voor de damwand (2,0 m/s voor een situatie zonder onderwater talud, en 2,6 m/s voor een situatie met onderwater talud) en van een snelheid van 2,6 m/s onder een schip.

3.3

Schroefstralen De snelheden in de schroefstralen zijn bepaald met de meest recente formules zoals die zijn opgenomen in een nog te verschijnen PIANC publicatie. Ten aanzien van de toegepaste vermogens zal rekening worden gehouden met recente inzichten hierover en rapportages terzake. Snelheden zullen worden bepaald voor varende en manoeuvrerende schepen. De belasting op de bodem en oever is onderzocht door de stroomsnelheid aan de bodem en oever als gevolg van de schroefstralen te bepalen. De straal van de schroef waaiert en dempt

12 van 76



uit naarmate de afstand uit de schroef toeneemt. De uitstroomsnelheid V0 bij een schroef is bepaald via:

V0

1/3

P D02

1.15

(3.1)

Hierin stelt P het geïnstalleerde vermogen voor, het toegepaste percentage van het geïnstalleerde vermogen, de dichtheid van het water, D0 de effectieve diameter van de schroef, en A0 het oppervlak van de uitstroomopening. Vanaf de schroef ontwikkelt zich een snelheidsveld. De snelheid Vaxis als functie van de horizontale afstand vanuit de as van de schroef en parallel aan de schroefas, x, is bepaald met:

Vaxis

2.8V0

D0 x

(3.2)

Deze snelheid neemt af naarmate de afstand uit de schroefas groter wordt. De snelheid op elk willekeurig punt, dus als functie van horizontale afstand vanuit de schroef, x, en als functie van de afstand loodrecht op de x-as, r, is bepaald met:

15.4r 2 x2

Vaxis exp

Vstil

(3.3)

waarin Vstil de snelheid aan de bodem of oever door een stilliggend schip voorstelt. Theoretisch en experimenteel is bepaald dat de maximale snelheid aan de bodem achter het schip als gevolg van de hoofdschroef plaatsvindt op xmax = hp / 0,18, waarin hp de verticale afstand voorstelt van schroefas tot de bodem. Dit betekent dat de maximale snelheid aan de bodem achter het schip gelijk is aan (vul in x = xmax en r = hp in vgl. (3.3)):

Vb ,max,0

0.3V0

D0 hp

(3.4)

Deze vergelijking geldt voor een stilliggend schip. Voor de snelheid aan de bodem of aan de oever als gevolg van de hoofdschroef door een varend schip, V v, geldt:

Vv

Vstil

1 2

Vs

(3.5)

Waarin Vs is de vaarsnelheid (m/s). Met vergelijking (3.3) kan op ieder willekeurig punt (met r en x > 0) de snelheid aan de bodem worden bepaald die wordt veroorzaakt door de schroef als er geen blokkade is, bijvoorbeeld in de vorm van een oever of kademuur. Uitgaande van een M12-schip (grootste diepgang, grootste vermogen) en twee schroeven en geven de formules een uitstroomsnelheid van 8,3 m/s. Dit resulteert in een stroomsnelheid aan de bodem van maximaal 1,45 m/s bij stilliggend schip voor een enkele schroef en bij superpositie voor beide schroeven van 2 m/s. Rekening houdend met het gegeven dat het schip vaart met minimaal een snelheid van 3,2 m/s, betekent dit in werkelijkheid een stroomsnelheid van maximaal 0,4 m/s. Ten opzichte van de retourstroomsnelheden zijn de stroomsnelheden in de schroefstraal bij varende schepen te verwaarlozen, zelfs als rekening wordt gehouden met de veel hogere turbulentie in de schroefstraal.


13 van 76


3.4

Secundaire scheepsgolven Scheepsgolven wekken orbitaal snelheden op bij de bodem. Ook hierdoor kan erosie van bodemmateriaal optreden. Substantiële golfhoogten treden vooral op bij snelvarende schepen, en dan gaat het om ongeladen vrachtschepen, en dienstverlenende schepen. Bijgaande foto geeft een impressie van, in dit geval, excessieve golfhoogten.

Maximale golfhoogten tot 1 m zijn extreem, maar golfhoogten van 0,5 à 0,75 m kunnen zeker worden verwacht. De stroomsnelheden zullen geringer zijn dan 2 m/s en dus niet maatgevend.

3.5

Vaargedrag Een aanpassing van het dwarsprofiel voor de damwand in de zin van het verwijderen van het onder water talud betekent dat de scheepvaart een grotere kanaaldwarsdoorsnede tot haar beschikking krijgt. Dit maakt een hogere vaarsnelheid mogelijk, maar ook het dichter langs de oever varen. Vergelijken we bijvoorbeeld simulatie 3 met onderwatertalud en simulatie 4 zonder onderwatertalud, dan zien we het kanaaldwarsprofiel toenemen van 518 m 2 naar 598 m 2 en zullen dus ook de maximaal mogelijke vaarsnelheden toe nemen; een toename met orde 0,35 m/s. Uit de resultaten van de simulaties blijkt dat de stroomsnelheden tussen schip en oever afnemen als het onderwatertalud afwezig is. Dit is gunstig voor een verschijnsel als oeverzuiging. Ook de snelheid onder het schip zal geringer zijn. Bovendien ‘’voelt” het schip het onderwatertalud niet meer. Geconcludeerd kan worden dat de overgang van een kanaalprofiel met onderwatertalud naar een kanaalprofiel zonder onderwatertalud zeer waarschijnlijk gunstig is voor het vaargedrag. Omgekeerd is het dus zeer waarschijnlijk dat bij een overgang van een kanaalprofiel zonder onderwatertalud naar een kanaalprofiel met onderwatertalud schepen hinder ondervinden van een grotere oeverzuiging en het onderwatertalud zullen “voelen”. Als wordt overwogen op sommige trajecten een onderwatertalud aan te leggen cq. te handhaven dan wordt aanbevolen de overgang van een kanaalprofiel zonder onderwatertalud naar een kanaalprofiel met onderwatertalud over voldoende lengte aan te leggen zodat de schepen hier aan kunnen wennen. Ook wordt aanbevolen dit via borden aan te geven. Aanbevolen wordt deze overgangslengte ongeveer 25 m lang te maken.

14 van 76



4

Diepte en uitgestrektheid ontgrondingskuilen Gegeven de maatgevende optredende belastingen van 2,0 à 2,6 m/s aan de teen van de damwand, en van 2,6 m/s onder de schepen, kan erosie van bodemmateriaal over de gehele breedte van het kanaal optreden. Dit is uiteraard alleen het geval als de optredende belasting een kritieke waarde voor de sterkte overschrijdt. De sterkte hangt samen met de eigenschappen van het bodemmateriaal, maar daar zijn geen nadere gegevens van bekend zoals karakteristieke korrelafmetingen en eventuele cohesie. In ieder geval is er slib aanwezig. Uit recent afgeronde baggerwerkzaamheden is af te leiden dat de sliblaag ongeveer 0,2 m dik is (zie paragraaf 6.5). Het voorgaande is aanleiding een lage waarde voor de kritieke stroomsnelheid aan te houden van 0,2 m/s. De mate van ontgronding (diepte en uitgestrektheid) kan worden berekend aan de hand van bekende ontgrondingsformules, zoals gepubliceerd in de Scour Manual (Hoffmans & Verheij, 1997) of in het nieuwe PIANC-rapport over schroefstralen. Onderstaande foto laat een vooroverkomende damwand langs het Amsterdam-Rijnkanaal zien als gevolg van erosie van bodemmateriaal.

] Een recente formule om de ontgrondingsdiepte S te berekenen luidt:

S d85

2,25

Cm 4, 6

met cr

Ub d85 g

en Cm

0,3 en

cr

= 1,2

(4.1)

Substitutie van relevante bodemgegevens (bijvoorbeeld D85 = 1 mm) en een (hoge) stroomsnelheid op de rand van U = 2,0 à 2,6 m/s resulteert in een ontgrondingsdiepte van maximaal 0,5 à 1,0 m.


15 van 76


eerdere oploopmanoeuvres achter elkaar op dezelfde plaats zullen de totaal resulterende ontgronding groter kunnen doen worden. Echter de scheepsgeïnduceerde waterbeweging opgewekt door passerende schepen in het kanaal zal de ontstane ontgrondingskuil ook weer gedeeltelijk opvullen. De passerende scheepvaart zal ook geen hinder ondervinden van aanzandingen door getransporteerd bodemmateriaal vanuit de kuil, want de schepen zullen de vaarbaan zelf op diepte houden. Gegeven deze onzekerheden lijkt een ontgrondingsdiepte van 1,0 à 1,5 m realistisch bij een stroomsnelheid van 2,6 m/s en 0,5 à 1,0 m bij een stroomsnelheid van 2,0 m/s. Dit betekent dat een groot deel van de onderwatertaluds zal eroderen, wat ook daadwerkelijk is geconstateerd. De ontgrondingen zullen zich bovendien over de gehele kanaalbreedte voordoen, omdat de maatgevende stroomsnelheid ook onder de schepen optreedt ongeacht waar deze zich bevinden in de kanaaldwarsdoorsnede. Dit wordt ook bevestigd door de bodempeilingen. De effecten van erosie van de bodem zijn tweeërlei: 1. Mogelijke lek van kanaalwater of kwel vanuit de omgeving; en 2. Mogelijke instabiliteit van de damwand. Op het eerste aspect wordt nader ingegaan in Hoofdstuk 6. De instabiliteit van de damwand kan aanleiding zijn een bodembescherming toe te passen, zie hiertoe Hoofdstuk 5, of een langere damwand toe te passen. Voor de stabiliteit van de damwand is de passieve grondwig relevant. Deze is in dit kader niet bepaald, want deze hangt ook samen met constructieve details van de damwand, zoals inheilengte en verankering. Een berekening van de passieve grondwig resulteert in een minimale breedte gerekend vanuit de damwand. Op basis van de verwachte invloed van de scheepsgeïnduceerde stroomsnelheden is de verwachting dat de breedte waarover de ontgrondingskuil zich uitstrekt gerekend vanaf de damwand minimaal gelijk is aan de afstand tussen een opgelopen schip en de oever. In de simulaties was deze afstand 11,5 m, maar het is realistischer om uit te gaan van erosie van de totale breedte van 19,2 m van het onderwatertalud. Nagegaan zal dus moeten worden in hoeverre de resterende passieve grondwig na erosie over deze breedte voldoende is. Een onderwater talud draagt bij aan de passieve grondwig, maar moet dan wel in stand worden gehouden door een verdediging. In dat geval kan de te verdedigen breedte mogelijk worden gereduceerd. Overigens zullen zich bij een verdedigd onderwater talud ontgrondingskuilen gaan ontwikkelen op de overgang van de verdediging naar de onverdedigde kanaalbodem. Bij het dimensioneren van de bodemverdediging zal hiermee rekening moeten worden gehouden. De aan- of afwezigheid van een onbeschermd onderwatertalud of grotere kanaalprofielen zoals in sommige simulaties bekeken, heeft geen invloed op de verwachte ontgrondingen. De maatgevende stroomsnelheid treedt immers niet alleen op tussen schip en oever, maar ook onder het schip tussen scheepskiel en bodem.

16 van 76



5 5.1

Conceptuele ontwerpen bodemverdedigingen Inleiding Op basis van de hydraulische belastingen kunnen conceptuele ontwerpen voor een verdediging tegen erosie van bodemmateriaal worden opgesteld. Diverse typen zullen worden beschouwd: Losgestorte breuksteen Gegroute steenbestorting Asfaltmatten Een verdediging kan worden aangebracht op: het onderwatertalud; horizontale bodem. Afmetingen en eigenschappen van een toplaag en een filterconstructie zullen worden bepaald. Dit houdt in: aanbeveling voor type toplaag, zwaarte toplaagmateriaal, toplaagdikte, benodigde filtermateriaal, en uitgestrektheid bodemverdediging. Ook wordt ingegaan op eisen te stellen aan de overgangen naar de onverdedigde bodem en bij de damwanden. Er wordt aangenomen dat uit kostenoverwegingen niet zal worden geopteerd voor het aanbrengen van een ondoorlatende bodembescherming over de gehele kanaalbreedte om eventuele lek of kwel te voorkomen.

5.2

Losgestorte breuksteen Op basis van de maximale stroomsnelheden is een conceptueel ontwerp gemaakt voor een bodembescherming met beperkte breedte. Daarbij is uitgegaan van: Maximale stroomsnelheden van 2,0 à 2,6 m/s over een breedte van 20 m uit de damwand (2,0 m/s voor een situatie zonder onderwater talud en 2,6 m/s voor een situatie met onderwater talud). Op basis van de berekende stroomsnelheden kan met de formule van Pilarczyk (Pilarczyk, 1990)(CUR/CIRIA/Cemagref, 2007) de vereiste dikte van een bodembescherming worden bepaald. De formule luidt:

0.035

. Dn

. . kt . kh . ksl1 .

cr

met:

s

u2 2g

(5.1)

/

1 h / Dn

0,2

en

kh

Dn

=

nominale steendiameter die door 50% wordt overschreden

(m)

s

= =

relatieve massa dichtheid bodembescherming specifieke massa bodembeschermingsmateriaal

(-) (kg/m 3)


17 van 76


= = = = = = = =

cr

kt kh ksl u h

(kg/m 3) (-) (-) (-) (-) (-) (m/s) (m)

specifieke massa water kritische Shields-parameter geometrieafhankelijke correctiefactor turbulentiefactor factor t.b.v. diepte factor i.v.m. taludhelling maatgevende stroomsnelheid aan de bodem waterdiepte

In vgl. (5.1) komt in het linkerlid de sterkte en in het rechterlid de belasting tot uiting. De formule van Pilarczyk is in wezen de Isbash/Shields-stabiliteitsformule, echter gemodificeerd door extra factoren voor turbulentie, bodemhelling, snelheidsprofiel en geometrieeigenschappen mee te nemen. Vgl. (5.1) kan ook worden gebruikt voor andere beschermingsconstructies door een juiste keuze van de waarde van de coëfficiënten. De parameter Dn wordt dan vervangen door de laagdikte d. Voor de bepaling van de gewenste steendiameter of matdikte zijn in vgl. (5.1) de factoren toegepast zoals vermeld in Tabel 5.1. Opgemerkt wordt dat geen rekening is gehouden met een veiligheidsfactor en dat de waarde voor geldt voor het midden van een mat. In elk van de diverse waarden zit al een marge. Het totaal wordt als voldoende beschouwd. Ter vergelijking zijn ook een verdediging van gepenetreerde breuksteen en een steenasfaltmat opgenomen. Hierop wordt in de paragrafen 5.3 en 5.4 teruggekomen. Tabel 5.1

Bepaling diameter breuksteen D, (losse of gepenetreerde breuksteen) of matdikte d (bij steenasfalt) van de bodemverdediging.

Parameter

Losse breuksteen

Losse breuksteen

Gepenetreerde breuksteen

Steenasfalt matras

0,75 0,035 1,65 1 1 0,7

0,75 0,035 1,65 1 1 0,7

0,50 0,070 1,65 1 1 0,7

0,50 0,70 1,0 1 1 0,7

2,0 m/s 0,07 m

2,6 m/s 0,11 m

2,6 m/s 0,04 m

2,6 m/s 0,06 m

kt ksl kh u Dn of d

Voor de waarde van

is 1.65 aangehouden voor de breuksteen bestorting (

s

= 2650 kg/m 3).

Uit de berekende waarde van 0,11 m voor Dn bij een snelheid van 2,6 m/s is af te leiden dat een standaard breuksteen sortering conform NEN-EN 13383 van 10-60 kg ruimschoots voldoet (veiligheidsfactor bedraagt 2). De laagdikte zou dan 0,54 m bedragen bij 980 kg/m 2. Dit is de situatie met een onderwater talud voor de damwand. Een kleinere sortering met een waarde van 0,11 m voor Dn (bijvoorbeeld 63-180 mm) is mogelijk bij snelheden van 2,0 m/s voor een situatie zonder onderwater talud.

5.3

Gegroute bestorting Een alternatief is een gepenetreerde of een gegroute bestorting. In Tabel 5.1 is aangegeven dat de steengrootte van een gepenetreerde breuksteen bestorting minimaal 0,04 m moet zijn.

18 van 76



Aanbevolen wordt een dikte van minimaal 0,20 m om uitvoeringstechnische redenen toe te passen. Zoals gezegd is een gegroute bestorting een alternatief. In Mitteilungsblatt der Bundesanstalt für Wasserbau nr 87 (BAW, 2004) wordt vermeld dat gegroute stenen met een laagdikte van minstens 0,40 m stroomsnelheden tot 7,7 m/s kunnen weerstaan. Overigens is dit gebaseerd op onderzoek bij het LWI (1998). Römisch (2000) vermeldt een methode voor de bepaling van de stabiliteit van gegroute stenen. De toelaatbare stroomsnelheden zijn afhankelijk van de hoeveelheid grout. Een laag met een steendiameter van 0,30 m en een hoeveelheid grout van 80 l/m 2 kan snelheden tot 9 m/s weerstaan. Details staan in Figuur 5.1. Overigens is ook het artikel van Römisch gebaseerd op het LWI onderzoek uit 1998. Gegeven de optredende stroomsnelheden van 2,6 m/s lijkt een gegroute bestorting niet nodig.

Figuur 5.1 Toelaatbare stroomsnelheid voor gegroute breuksteen voor verschillende Mortelhoeveelheden.

5.4

Asfaltmatten In Tabel 5.1 staan ook de resultaten van een berekening voor een asfaltmatras gepresenteerd. Dit leidt tot een dikte van minimaal 0,06 m. Hierbij is voor de waarde van 1.0 aangehouden voor de steenasfalt matras die gevuld is met stenen ( s = 2650 kg/m 3) en een poriëngehalte heeft van 40%. Uit de literatuur is overigens bekend dat asfaltmatten stroomsnelheden tot 6 m/s kunnen weerstaan waarbij de dikte overigens niet is vermeld (Dossche et al, 1992). In de literatuur worden ook andere formules genoemd om de dikte van een mat te berekenen (Tutuarima et al, 1984)(Raes et al, 1996):

uc

2.0

gD

(5.2)

of anders geschreven:


19 van 76


.d

u2 0.5 2g

(5.3)

Merk op dat vgl.(5.3) in wezen gelijk is aan vgl.(5.1). Door in (5.1) de juiste waarden te substitueren wordt vgl.(5.3) verkregen. In principe zou bij een steenasfaltmat een lagere ontwerpstroomsnelheid dan de maximale kunnen worden aangehouden ten opzichte van een steenbestorting, omdat de maximale stroomsnelheid slechts over een klein oppervlak werkt en de mat een zekere afmeting heeft die veelal groter is dan het oppervlak waarover de maximale snelheid werkt. Een reductie met orde 30% is mogelijk en dat betekent een reductie in de matdikte met 50%. Aanbevolen wordt dit aspect als een extra veiligheid in het ontwerp te beschouwen. Deze reductie geldt nadrukkelijk niet voor gegroute of gepenetreerde breuksteen bestortingen. 5.5

Overgangsconstructies De aansluiting aan de verticale kademuur vereist enige aandacht. Aanbevolen wordt de naad tussen mat en kademuur af te storten met gietasfalt, colloïdaal beton of vergelijkbaar materiaal. Bij gepenetreerde of gegroute breuksteen is dit ook relevant. Ook de afzonderlijke (asfalt)matten zullen goed op elkaar moeten aansluiten. Om omklappen van randen van matten door stroming te voorkomen wordt aanbevolen de horizontale naden eveneens af te storten. Eerder is al ingegaan op de noodzaak van een goede overgang van verdedigde bodem naar onverdedigde bodem. Een cunet is daarbij de beste oplossing. Aanbevolen wordt het cunet te vullen met breuksteen sortering 10 - 60 kg, minimum laagdikte 1,5 m en een breedte van minimaal 2,5 m. De aanbevolen breedte van de bodemverdediging hangt zoals eerder aangegeven samen met de breedte van het onderwatertalud of de vereiste breedte van de passieve grondwig. Voorlopig is uitgegaan van een breedte van 20 m (gelijk aan de breedte van het onderwatertalud) plus een 2,5 m breed cunet.

5.6

Filteropbouw Om uitspoeling van bodemmateriaal (grensvlakstabiliteit) door een bestorting of mat te voorkomen dient een geokunststof te worden aangebracht. De openingsgrootte moet kleiner zijn dan de gemiddelde korreldiameter van het aanwezige bodemmateriaal. Het geokunststof zal slecht aansluiten op het damwandprofiel. Het eerder aanbevolen afstorten met gietasfalt, colloïdaal beton of vergelijkbaar materiaal is erop gericht dit probleem te ondervangen. Een bestorting 10 - 60 kg mag zonder tussenlaag worden aangebracht op een geokunststof, want er is geen kans op beschadiging van het geokunststof door het storten van het materiaal. Opwaartse drukken door onvoldoende doorlatendheid is geen probleem want de waterdoorlatendheid van een (gegroute) bestorting is voldoende. De interne stabiliteit van een standaard sortering is gegarandeerd omdat de verhouding tussen de grootste en kleinste stenen voldoende klein is.

20 van 76



6

Effect van bodemerosie op geohydrologie

6.1

Inleiding Ten gevolge van de scheepsgeïnduceerde waterbeweging treedt plaatselijk ontgronding of bodemerosie op van de bodem van het Amsterdam-Rijnkanaal. Er is gevraagd om na te gaan welk effect de bodemerosie heeft op de lokale stroming van het grondwater. In dit hoofdstuk is eerst geïnventariseerd hoe de geohydrologische situatie langs het kanaal is. Er is gestart met een beschrijving van de bodemopbouw, waarna de globale parametrisatie van de bodem in geohydrologisch opzicht is aangegeven. Met de bepaling van de grondwaterstand langs het kanaal is de geohydrologische situatie nabij het kanaal globaal vastgesteld. Vervolgens is aan de hand van enkele eenvoudige berekeningen nagegaan in welke mate er veranderingen van de natuurlijke grondwaterstroming optreden.

6.2

Geologische en hydrologische situatie

6.2.1

Bodemopbouw Door Inpijn-Blokpoel en ingenieursbureau BCC (IB/BCC, 2007) is een geotechnisch lengteprofiel gemaakt. Het profiel van IB/BCC geeft redelijk gedetailleerd inzicht in het voorkomen van grondlagen van maaiveld tot een diepte van NAP – 20 m. Wij hebben deze informatie vergeleken met vrij beschikbare data van DINO Loket en REGIS en de informatie aangevuld met kennis over de diepere bodemlagen. NB: DINO Loket is de centrale toegangspoort tot Data en Informatie van de Nederlandse Ondergrond (DINO) via internet. Het DINO-systeem is de centrale opslagplaats voor geowetenschappelijke gegevens over de diepe en ondiepe ondergrond van Nederland. Het archief omvat diepe en ondiepe boringen, grondwatergegevens, sonderingen, geo-elektrische metingen resultaten van geologische, geochemische en geomechanische monsteranalyses, boorgatmetingen en seismische gegevens. Via DINO Loket is ook REGIS beschikbaar: Regionaal Geohydrologisch Informatiesysteem, een set van digitale bestanden met hydrogeologische informatie, die door TNO in samenwerking met de provincies en waterdienst Rijkswaterstaat vanaf de jaren 1990 wordt ontwikkeld. REGIS beschrijft het hydrogeologisch model van Nederland en vormt hiermee de basis voor het samenstellen van regionale grondwatermodellen. Aangevuld met lokale (boor)informatie is REGIS een uitgangspunt voor lokale grondwatermodellen. In de twee volgende figuren zijn geologische en geohydrologische profielen uit REGIS weergegeven. Op de horizontale as staat de kilometrering van het kanaal aangegeven, met km 0 bij de sluis te Amsterdam/Diemen en km 59 bij de sluis te Wijk bij Duurstede. Omdat het kanaal een diepte heeft van 6 m beneden waterpeil van NAP – 0,4 m en dit veelvuldig door de getrokken profielen wordt gekruist, zijn in de weergave van de holocene toplaag veel hiaten aangegeven die in werkelijkheid alleen ter plekke van het kanaal bestaan.


21 van 76


Figuur 6.1 Geologische doorsnede langs het kanaal volgens REGIS.

22 van 76



Figuur 6.2 Geohydrologische schematisatie langs het kanaal volgens REGIS.


23 van 76


Aan de hand daarvan komen wij tot de volgende beschrijving van de bodemopbouw: Behalve tussen Amsterdam en Diemen (km 5), waar de diepte van de holocene lagen tot NAP – 10 m reikt, komen holocene klei- en veenlagen niet dieper voor dan NAP – 5 à – 6 m. Deze holocene klei- en veenlagen zijn doorsneden door oude zandige geulafzettingen van rivieren zoals Vecht, Angstel, Aa, nogmaals een insnijding van de Vecht en (Oude) Rijn. Gezien het feit dat de dikte van het holocene pakket gering is en de waterremmende klei- en veenlagen doorsneden zijn, betekent dit dat de waterremming van dit pakket slecht doorlatende lagen niet erg groot is. Onder het holocene pakket komen afzettingen van pleistocene ouderdom voor. Dat zijn met name zandpakketten van de formaties van Kreftenheije, Urk en Sterksel. Het zand in deze afzettingen is matig fijn tot grof, waarbij de grove fractie meer nabij de Betuwe voorkomt. Onder Amsterdam bevinden zich gevulde gletsjerbekkens. Deze zijn gevuld met zand waarop kleiafzettingen van de Eemformatie zijn gevormd. Daarnaast bij Diemen komt een gestuwd lagencomplex voor. Volgens geologen bevinden zich hierin voornamelijk zandige afzettingen doorsneden met (kei)leemlagen die door uitlopers van ijsafzettingen opzij zijn gedrukt. Daardoor is de richting van de grondwaterstroming in dit gestuwde complex zeer afhankelijk van de lokale oriëntatie van lagen waarbij er geen sprake is van een verticale gelaagdheid. De onderzijde van de pleistocene zandlagen van de Formatie van Sterksel wordt gevormd door de kleiige afzettingen van de Formatie van Waalre. Het niveau wisselt van NAP – 40 tot – 80 m. De laagdikte is circa 10 tot 20 m. Deze lagen die afgezet zijn vanuit de Rijn wiggen echter uit in de richting van Amsterdam. Hieronder wordt een dik pakket zanden gevonden van de Formatie van Waalre. De onderzijde bevindt zich op een niveau van NAP – 160 tot – 220 m (grotere diepte naar het noorden). Beneden deze lagen wordt de Formatie van Maassluis aangetroffen, bestaande uit kleiige afzettingen.

6.2.2

Geohydrologische schematisatie De vermelde pakketten worden ingedeeld als watervoerende lagen en waterremmende, scheidende lagen en hebben voor de geohydrologie kenmerkende parameters als respectievelijk doorlaatvermogen en hydraulische weerstand. Het doorlaatvermogen is een maat voor het vermogen van een watervoerend pakket om water door te laten. Het is gelijk aan de volumestroom die per breedte-eenheid van het watervoerend pakket en per eenheid van stijghoogte gradiënt door een watervoerende laag stroomt. In de praktijk wordt het doorlaatvermogen berekend door de dikte van een watervoerend pakket te vermenigvuldigen met de doorlatendheid van de voorkomende grondlagen. De eenheid is m2/dag. De hydraulische weerstand is een maat voor het vermogen van een slecht doorlatende laag om doorstroming met water af te remmen. De hydraulische weerstand is gelijk aan het stijghoogteverschil over een waterremmende laag maal het oppervlak van die laag per doorgelaten volumestroom. De eenheid is dagen. De weerstand van de holocene toplagen naast het kanaal is aangegeven in Bijlage B3. De grootte hangt samen met het voorkomen, de dikte, en het type klei, veen en zand. De variatie ligt tussen circa 250 dagen en meer dan 2000 dagen bij Amsterdam en 250 tot 5000 dagen in andere delen van het tracé. Het doorlaatvermogen van het eerste watervoerende pakket bestaande uit zand van de Formaties van Kreftenheije, Urk en Sterksel is afgeleid van de waarden die in het NHI (Nederlands Hydrologisch Instrumentarium) worden aangehouden.

24 van 76



Deze waarden variëren van 200 m 2/dag nabij Amsterdam tot 2000 m 2/dag bij de Lek. Waar de volgende waterremmende laag ontbreekt, liggen het eerste en tweede watervoerende pakket op elkaar en kan het doorlaatvermogen belangrijk groter zijn. De kleilagen uit de Formatie van Waalre hebben een weerstand van circa 1000 dagen nabij Amsterdam. De laag ontbreekt onder het kanaal tussen km 3 en 7 en tussen km 10 en 18,5. In de eerste deel zal de Drente Formatie echter ook een verticale weerstand bezitten. Naar het zuiden toe loopt de waarde op van 1000 tot 4000 dagen. Nabij de Lek zijn waarschijnlijk hiaten in de laag aanwezig. Het doorlaatvermogen van het tweede watervoerende pakket bestaande uit de ruim 80 m dikke zandlagen van de Formatie van Waalre is waarschijnlijk erg groot (tot 4000 m2/dag) omdat het voorkomende zand behoorlijk grof is. Naar het noorden toe is de dikte het grootst. De Formatie van Maassluis wordt in de regionale schematisatie aangehouden als slecht doorlatende basis. Voor deze inventariserende studie wordt uitgegaan van een globale onderverdeling van de weerstand en het doorlaatvermogen in diverse schematisaties per traject: Tabel 6.1

Toegepaste schematisatie met geohydrologische parameters van de bodemlagen rond het kanaal.

Traject

0 – 10 km 10 – 18,5 km 18,5 – 32,5 32,5 – 59

Hydraulische weerstand holocene toplaag naast het kanaal [dagen] 1000 (gemiddelde van variatie 250 à 2000) 1000 (gemiddelde van variatie 250 à 5000) 1000 (gemiddelde van variatie 250 à 5000) 1000 (gemiddelde van variatie 250 à 5000)

Doorlaatvermogen Eerste watervoerend pakket [m 2/dag] 200

Weerstand scheidende laag onder eerste watervoerend pakket [dagen] 1000

4500 (inclusief tweede watervoerend pakket) 1500

Ondoorlatende basis

2000

4000

1000

Indien nadere bestudering van het onderhavige probleem nodig is, dient een verdere detaillering van de schematisatie te worden opgesteld.

6.3

Grondwaterstand in het eerste watervoerende pakket De toplagen langs het kanaal zijn over het algemeen tamelijk slecht doorlatend. De stand van het daarin voorkomende ondiepe grondwater is globaal gelijk aan de ingestelde polderpeilen. Het grondwater in het watervoerende pakket staat onder druk en de stand kan alleen door middel van peilbuizen worden vastgesteld. Daarom spreekt men van de stijghoogte van het grondwater in het watervoerende pakket. De stand hangt sterk af van de kwel naar de polders in de omgeving met verschillende peilen maar ten gevolge van de stroming ontstaat een geleidelijke regionale verdeling van de stijghoogte. In eerste instantie is de grondwaterkaart van Nederland geraadpleegd. Aangezien deze informatie gedateerd is (kaarten van grondwaterstanden zijn uit 1966), is een verdeling van het grondwater in het profiel gemaakt op basis van recentere data van peilbuizen die in het DINO-systeem zijn geregistreerd. Deze verdeling van de stijghoogte langs het kanaal is aangegeven in de volgende Figuur 6.3.


25 van 76


Grondwaterstand langs Amsterdam-Rijnkanaal zomer

stijghoogte 2 NHI

winter

kanaalpeil

grondwaterstand (m NAP)

3,00 2,00 1,00 0,00 -1,00 -2,00 -3,00 0

10 000

20 000

30 000

40 000

50 000

60 000

afstand langs kanaal [m]

Figuur 6.3

Grondwaterstand in het eerste watervoerende pakket langs het Amsterdam Rijnkanaal.

De punten in de figuur geven de zomer- en wintergemiddelden van de meetreeksen weer voor de waarnemingspunten van het grondwater die nabij het kanaal staan. Een overzicht van de meetpunten waarvan metingen beschikbaar zijn bij het landelijke dataregister DINO, is aangegeven in Bijlage B-1. De getrokken lijn met het verloop van de stijghoogte in het profiel is afkomstig uit het landelijk grondwatermodel NHI (Nationaal Hydrologisch Instrumentarium). Dit model wordt ontwikkeld door Deltares. Kaarten zijn weergegeven in Bijlage B-2. Op enkele plaatsen is er een verschil tussen de gemodelleerde grondwaterverdeling en de puntwaarnemingen. Rond km 20 is waarschijnlijk sprake van fouten in de meetpunten of het is mogelijk dat de meetpunten daar lokaal worden beïnvloed door de geulen van de Vecht. Bij het eind na km 50 is het verschil te verklaren uit de lokaal sterke gradiënt van het grondwater in de richting van het kanaal en de afstand van de peilbuizen tot het kanaal. De grondwaterstand uit het NHI is in voorliggend rapport gebruikt als rekenwaarde. Op basis van de grondwaterstand kunnen de volgende deeltrajecten worden onderscheiden: Tabel 6.2

Traject [km]

0,0 – 7,0 7,0 – 18,5 18,5 – 32,5 32,5 – 59,0

6.4

Verdeling van het traject naar grondwater stijghoogte van het eerste watervoerend pakket.

Globale stijghoogte WVP1 [m NAP]

- 1,30 - 2,00 verlopend 0,00

Hydrologische situatie van het kanaal Het kanaalpeil op het Amsterdam-Rijnkanaal tussen de sluizen bij Diemen en Wijk bij Duurstede is circa NAP – 0,4 m. Het bodemniveau van het kanaal is circa 6 m onder kanaalpeil.

26 van 76



Gezien de laagdikte van de holocene afzettingen volgt dat het kanaal over grote delen van het tracé tot in de pleistocene formatie snijdt, behalve in de eerste 5 km waar de holocene laag dieper voorkomt. De waterremmende werking van lagen onder de kanaalbodem is dus beperkt. Het voorkomen van slib heeft waarschijnlijk wel een belangrijke invloed op de grootte van de waterremming van in- of uitstromend water. Met betrekking tot de aspecten infiltratie vanuit of kwel naar het Amsterdam – Rijnkanaal kan een tweedeling worden gemaakt op basis van de regionale hydrologische situatie. In het noordelijk deel (globaal van km 0 tot 32,5) kan op basis van Figuur 6.1 worden afgeleid dat de stijghoogte als volgt is verdeeld. In de eerste kilometers tot km 6 wordt het niveau sterk bepaald door zowel de hoge stand op het IJsselmeer als de diepe polders van Diemen. Daarna wordt het niveau sterk beïnvloed door de peilen van de gemeenschapspolder bij Weesp, de Aetsveldsche Polder en de polder Baambrugge en Garsten met peilen rond NAP – 2 m. Nabij Breukelen, Portengen en Nijenrode in de richting van Utrecht wordt de invloed van de Vecht en de Loosdrechtse plassen belangrijk en loopt de stijghoogte op. In het noordelijk deel (globaal van km 0 tot 32,5) ligt de stijghoogte tussen NAP – 1 en – 2 m met een gebiedsgemiddelde van circa NAP – 1,5 à – 2 m. Omdat deze stijghoogte beneden het niveau van het waterpeil op het kanaal ligt kan worden bepaald dat in het noordelijk deel sprake is van infiltratie vanuit het kanaal naar het eerste watervoerende pakket en de omgeving toe. In het zuidelijk deel, globaal van km 32,5 tot 59, kan worden afgeleid dat de stijghoogte ligt tussen NAP – 0,4 en + 1 m (en hoger) met een gebiedsgemiddelde van circa NAP +0 m. Het industrie- en stadsgebied van Utrecht ligt vrij hoog. Slechts bij de polders Galecop en Vuijlcop is sprake van een beheerst peil. Het effect van de Utrechtse Heuvelrug werkt door in de plaatselijke stijghoogte. Omdat deze stijghoogte vooral in de regio naar de Lek toe met standen van NAP + 1 m boven het niveau van het waterpeil in het kanaal ligt kan worden afgeleid dat in het zuidelijk deel sprake is van toestroming en kwel naar het kanaal vanuit het eerste watervoerende pakket. Volgens deze hydrologische situatiebeschrijving zal in het noordelijk deel van het kanaal waterverlies optreden. In het zuidelijk deel treedt juist instroming op.

6.5

Doorlatendheid slib op de kanaalbodem Een grote hydraulische weerstand van slib kan de kwel uit het kanaal belemmeren. In maart 2010 is een baggerproject beëindigd waarbij in totaal 900.000 m 3 slib is verwijderd. Gemiddeld (uitgaande van een kanaallengte van 58 km en een gemiddelde breedte van 100 m) komt dit neer op een 0,15 m dikke sliblaag of, als alleen het noordelijke infiltrerende deel wordt beschouwd (kanaaldeel van 32,5 km lengte), een 0,28 m dikke laag. Een gemiddelde slibdikte van 0,2 m is aangehouden. Voor het Kanaal door Walcheren vermeldt RIZA (2003) een specifieke hydraulische weerstand van een sliblaag van 20 tot 30 dagen per meter dikte met een gemiddelde van 28 dag/m. Uitgaande van een gemiddelde slibdikte van 0,2 m zou de bodemweerstand van het Amsterdam–Rijnkanaal circa 6 dagen zijn. Deze waarde geldt echter voor sterk zandig slib. In het geval van het Amsterdam–Rijnkanaal is vernomen dat het aandeel zand tamelijk gering is. Deltares heeft de doorlatendheid van slib in slibdepots onderzocht (Deltares, 2010). In Figuur 6.4 zijn twee series metingen van de doorlatendheid van slib getoond, te weten afkomstig van onderzoek aan bodemslib in het Haringvliet bij de Maria Polder (Figuur 2.3 uit dat rapport) en onderzoek aan het slib in de Slufter (Figuur 2.4).


27 van 76


De doorlatendheden zijn in het laboratorium bepaald aan de hand van steekmonsters. In figuur 4 is de doorlatendheid van het slib uitgezet tegen de zandfractie. Uit de meetpunten in de figuren blijkt duidelijk dat er geen eenduidige relatie is tussen de zandfractie in slib en de doorlatendheid. De spreiding is zeer groot. De realistische doorlatendheid van slib in een zandwinput is 10-3 à 10-4 m/dag. Als representatieve waarde voor slib in situ wordt 1.10-3 m/dag genomen. Circa 90% van de waarnemingen ligt hieronder. Uitgaande van een gemiddelde slibdikte van 0,2 m zou de weerstand van de bodem van het AmsterdamRijnkanaal met sliblaag hooguit circa 200 dagen zijn.

Figuur 6.4 Onderzoeksresultaat slibonderzoek Deltares (2010).

6.6

Analyse grondwaterstroming van en naar het kanaal Om het effect van de verandering van de (grondwater)stroming van en naar het kanaal ten gevolge van het ontstaan van een erosiekuil te kunnen beoordelen, is ervoor gekozen om enige oriënterende (eenvoudige) geohydrologische berekeningen te maken. Uit de berekeningsresultaten kan worden afgeleid of het effect ernstig is of niet. De eenvoudige berekeningen zijn gemaakt voor een 2-dimensionale situatie die een halve kanaaldoorsnede representeert. Er is gekozen voor een 2D-doorsnedeberekening omdat de lengte van een ontgronding veel groter is dan de breedte. Volgens de dieptekaarten kan een traject met voorkomende erosie al gauw enkele honderden meters lang zijn. De ontgronding is in het model aan 1 zijde van het kanaal aangebracht.

28 van 76



Voor de bepaling van het effect van ontgronding is uitgegaan van de eerdere schatting dat een erosiekuil ontstaat van 1 à 1,5 m diepte (zie Hoofdstuk 4). Voor de onderhavige geohydrologische berekeningen is aangenomen dat de erosiekuil een breedte heeft van 30 m op oorspronkelijk kanaal bodemniveau (NAP – 6,4 m) en een breedte van 20 m aan onderzijde van de kuil die een diepte heeft van ruim 1 m (op NAP – 7,5 m). Op de bodem van die erosiekuil ligt al of niet slib, maar er ligt geen slib op de onderwatertaluds van de kuil. Voor de hierna gerapporteerde oriënterende berekeningen is uitgegaan van een weerstand van de sliblaag in het noordelijk deel van het kanaal, waar infiltratie aan de orde is, van 200 dagen. Voor het zuidelijk deel, waar in de kanaalbodem kwel optreedt en meer zand in het slib zal voorkomen, is uitgegaan van een weerstand die een orde kleiner is, namelijk 20 dagen. De oriënterende berekeningen zijn uitgevoerd met het programma PlaxFlow waarin voor een 2-D doorsnede situatie de eindige elementen methode wordt toegepast. In dit geval is gebruik gemaakt van stromingseigenschappen voor verzadigde grondwaterstroming. Het model beslaat een strook van 500 m breedte en reikt aan beide zijden tot 200 m uit het kanaal. Omdat vaste randvoorwaarden voor de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket worden toegepast, zou het model vanwege de voorkomende parameterwaarden eigenlijk iets groter genomen moeten worden. Uit praktische overwegingen is daarvan afgezien. Volgens onze ervaring heeft dit nauwelijks effect op de omvang van de gemodelleerde stroming van en naar het kanaal. Voor de oriënterende berekeningen zijn 5 situaties geselecteerd waarbij is uitgegaan van de volgende gevallen in Tabel 6.3, die enerzijds is gebaseerd op de geohydrologische schematisatie en anderzijds op de voorkomende stijghoogten in het eerste watervoerende pakket. Tabel 6.3

In de berekeningen aangehouden parameterwaarden.

Traject [km]

Weerstand toplaag SL1 [dagen] Holoceen naast kanaal

Slib onder kanaal

0,0 – 5,0

1000

5,0 – 7,0 7,0 – 18,5 18,5 – 32,5 32,5 – 59,0

1000 1000 1000 1000

Grote weerstand onder kanaal 200 200 200 20

Doorlaatvermogen WVP1 [m 2/dag]

Weerstand SL2 onder WVP1 [dagen]

Globale stijghoogte WVP1 [m NAP]

200

1000

- 1,30

200 4500 1500 2000

1000

- 1,30 - 2,00 - 1,60 0,00

1000 4000

In het kanaaldeel van km 0 tot km 5 komt onder de kanaalbodem een pakket holocene klei voor tot NAP – 10 m. Omdat deze klei behoorlijk slecht doorlatend is en de kanaalbodem veel ondieper ligt, zal erosie daar nauwelijks effect hebben op de grondwaterstroming. De waterstanden in het kanaal en in het eerste watervoerende pakket zijn op de rand van het model opgelegd. De stijghoogte in het tweede watervoerend pakket is als harde (niet door de berekeningen wijzigende) randvoorwaarde opgelegd. Er zijn stationaire berekeningen uitgevoerd. Per traject zijn 3 berekeningen gemaakt: A. vlakke kanaalbodem op NAP – 6,4 m bedekt met sliblaag B. onder kanaalbodem een erosiekuil zonder slib C. zelfde erosiekuil met slib op de bodem en niet op de onderwatertaluds


29 van 76


Opgemerkt wordt dat de lengte van de damwand niet is gemodelleerd door het ontbreken van informatie hierover. Waarschijnlijk is de inheidiepte 6 m onder bodem. Overigens heeft het wel meenemen van de lengte waarschijnlijk alleen in de eerste km's bij Amsterdam effect. Misschien wordt de lek daar iets minder. Bij de rest van het tracé is het watervoerende pakket zo dik dat er verwaarloosbare invloed van de damwandlengte uitgaat op de omvang van de lek.

Figuur 6.5 Aangehouden verdeling van randvoorwaarden in Plaxflow.

Allereerst is de initiële situatie van de stroming vanuit en naar het kanaal beschouwd zonder ontgronding en met een onderwatertalud. Er ligt wel een sliblaag op de kanaalbodem en het talud. Deze situatie is aangegeven in Figuur 6.6. Er is nagegaan of de aanwezigheid van het onderwatertalud aan de zijkant van het kanaal effect heeft ten opzichte van een vlakke, horizontale bodem zoals bij situatie A. Het blijkt dat aanwezigheid van horizontaal bodemoppervlak of met onderwatertalud nauwelijks effect heeft op de omvang van de grondwaterstroming.

Figuur 6.6

Initiële situatie zonder ontgronding met onderwatertalud aan zijkant van het kanaal, situatie met sliblaag op de kanaalbodem.

30 van 76



Vervolgens zijn berekeningen van de grondwaterstroming gemaakt voor situaties waarbij een ontgronding door erosie is opgetreden tot aan de damwand, zoals aangegeven in Figuur 6.7 voor situatie C met slib. Situatie B is identiek maar dan zonder slib in de erosiekuil.

Figuur 6.7

In het model beschouwde omvang van ontgronding (lichtblauw) aan één zijde van het kanaal, situatie met sliblaag (paars aangeduid) onderin de ontgronding.

Bij toepassing van PlaxFlow kan men kiezen voor uitvoer met een stromingsveld. Daardoorheen kan een sectie worden getrokken. Voor alle berekeningen is die uitvoer gemaakt op een niveau van NAP – 7,5 m. De resultaten van de berekeningen zijn in de volgende tabel opgenomen. De resultaten worden uitgedrukt in een verticale stroming van (infiltratie als +) of naar (kwel als -) het kanaal in m 3/dag per strekkende meter kanaallengte waarover ontgronding plaats kan vinden. Tabel 6.4 Bepaalde berekeningsresultaten voor grondwaterbeweging van en naar kanaal, bij normale bodemniveau met slib (A), ontgronding zonder slib (B) en ontgronding met slib (C). Infiltratie vanuit kanaal positief en kwel naar kanaal negatief aangegeven.

Traject [km]

A Vlakke kanaalbodem zonder erosiekuil met slib [m 3/dag per m]

0,0 – 5,0 5,0 – 10,0 10,0 – 18,5 18,5 – 32,5 32,5 – 59,0

nihil 0,3 0,7 0,6 -1,4


B Kanaalbodem met enkelzijdige erosiekuil zonder slib [m 3/dag per m] nihil 1,5 54 14 -6,1

C Kanaalbodem met enkelzijdige erosiekuil met slib 3 [m /dag per m] nihil 1,1 26 9,4 -4,0

31 van 76


De aanwezigheid van een onderwatertalud heeft invloed op de grondwaterstroming. Dit hangt samen met het feit of het slib blijft liggen op het talud. Als het talud te steil is zal dit niet het geval zijn, terwijl het slib op de horizontale bodem in de situatie zonder onderwatertalud blijft liggen. En dan geldt dat waar slib ligt, de hydraulische weerstand groter is en dus de lek geringer. De hydraulische weerstand van de kanaalbodem is een onzekere factor om de stroming van grondwater van en naar het kanaal te kunnen vaststellen. Naar schatting hebben de lekberekeningen een marge van plus of min 50%.

6.7

Evaluatie van gegevens en berekeningen Uit de geologische informatie blijkt dat behalve over de eerste 5 kilometer, in het gehele kanaal ontgronding van de kanaalbodem door de eroderende werking van scheepsbewegingen effect op de grondwaterstroming kan hebben. In het kanaaltraject tot km 32,5 is sprake van kwel, na km 32,5 van kwel van grondwater naar het kanaal vanuit de omgeving. De in Tabel 6.3 getoonde resultaten zijn (gemiddeld voor de onderscheiden deeltrajecten) verwachte debieten (per m kanaal) die een onzekerheidsmarge hebben van naar schatting plus of min 50%. De lek uit het kanaal door ontgronding hangt sterk samen met de geohydrologische situatie. In het deeltraject van km 7 tot en met km 18,5 blijkt het effect van erosie het grootst te zijn. In dit deel is niet alleen de dikte van het watervoerend pakket het grootst door het ontbreken van de Waalre kleilaag maar daarmee verband houdend is ook het doorlaatvermogen groot. Tevens zijn de grondwater stijghoogten in de omgeving in dit deeltraject het laagst door de nabijheid van diepe polders. Hierdoor wordt de kwel uit het kanaal extra versterkt. Juist waar die situatie aan de orde is en sprake is van ontgronding over ettelijke honderden meters kanaallengte, kan erosie van de kanaalbodem leiden tot relatief grote waterverliezen van enkele duizenden m 3 per dag. In het kanaaldeel van km 18,5 tot km 32,5 is een bodemopbouw aanwezig waar het watervoerend pakket een wat kleiner doorlaatvermogen heeft. Ook omdat hier een overgang is naar een gebied met wat hogere stijghoogten valt de toename van lek uit het kanaal door erosie relatief mee. Zuidelijk van km 27 lopen de stijghoogten in het watervoerend pakket op en zal de lek sterk afnemen. Verder is het voorkomen van slib belangrijk voor de grootte van waterverlies uit het kanaal. Dit is echter een onzekere factor. In de studie naar effecten van ontgronding in het kanaal moet de meeste aandacht uitgaan naar het kanaaltraject tussen km 5 en km 27 waar extra lek van relatief grote omvang kan ontstaan. Uit de dieptekaarten is opgemerkt dat erosie in het kanaal vooral voorkomt nabij bochten. Het is aan te bevelen om nabij die kanaalbochten binnen het vermelde traject aandacht aan de bodembescherming te schenken. Waar oude geulinsnijdingen voorkomen van Vecht, Angstel en Oude Aa kan naast het kanaal wat vernatting van de polders plaatsvinden. Deze kan door erosie van de kanaalbodem in enige mate worden versterkt. Het is echter de vraag of de wijziging van de stijghoogte door het lekverlies zodanig is dat dit zal leiden tot merkbare extra kwel in omliggende polders. Het lokaal doorlaatvermogen in het eerste watervoerende pakket is namelijk groot. Daardoor zal de verandering van de stijghoogte als gevolg van de lekkage vanuit het kanaal in het watervoerende pakket tot onder het poldergebied niet groot zijn maar zich wel over een groot gebied uitstrekken. Indien nadere kwantificering nodig is, zou het effect op kwel in de polders met een regionaal geohydrologisch model door gerekend moeten worden. In een dergelijke

32 van 76



kwantificering is een behoorlijke onzekerheid aanwezig vanwege de marge in mogelijke waarden voor bodemparameters (hydraulische weerstand van de toplaag). Verder dient ook het positieve effect van lek uit het kanaal niet uit het oog te worden verloren. Het uit het kanaal weglekkende water is zoet. Dat drukt het zoutgehalte van het grondwater in het eerste watervoerende pakket juist een beetje. Daarmee wordt ook de kwaliteit van het kwelwater in de omliggende polders lichtelijk verbeterd.


33 van 76


7

Conclusies en aanbevelingen Voor een aantal kanaalprofielen en enkele combinaties van maatgevende schepen is de maximale scheepsgeïnduceerde hydraulische belasting bepaald, zijn ontgrondingsdiepten geschat en zijn conceptuele ontwerpen van bodemverdedigingen gemaakt. De conclusies en aanbevelingen zijn: Stroomsnelheden aan de bodem in de orde van 2,0 à 2,6 m/s zijn te verwachten als gevolg van de retourstroming. Deze snelheden treden niet uitsluitend op direct voor de damwand, maar ook in de vaarbaan. De stroomsnelheden zullen leiden tot ontgrondingen van maximaal 1,0 à 1,5 m en kunnen over de volledige kanaalbreedte mogelijk zijn. Bodempeilingen bevestigen deze verwachting. Er zijn drie alternatieven om het aanwezige niet stabiele bodemmateriaal direct naast de damwand tegen erosie te beschermen: 1. breuksteen bestorting, 2. volledige of gedeeltelijk gegroute bestorting; 3. steenasfalt matras. Een bescherming 10-60 kg losgestorte breuksteen lijkt voldoende om eventueel de onderwatertaluds te beschermen tegen erosie door de retourstroomsnelheden. De aansluiting van de constructies aan de kade dient zanddicht te zijn. Aanbevolen wordt om deze aansluitingen af te storten met gietasfalt, colloïdaal beton of vergelijkbaar materiaal. De overgang van de bodembescherming naar het onverdedigde bodemmateriaal kan het beste worden uitgevoerd door de aanleg van een cunet zodat voldoende materiaal aanwezig is om eventuele ontgrondingen te stabiliseren. Opvulling met losse breuksteen sortering 10-60 kg is voldoende. De ontgrondingsdiepte als geen bodemverdediging wordt toegepast is in de orde van 1 à 1,5 m. De bestortingen moeten worden aangebracht op een geokunststof zodat uitspoeling van bodemmateriaal wordt voorkomen. Een tussenlaag om beschadiging van het geokunststof te voorkomen, is niet nodig. Aanvullend is nagegaan wat de gevolgen van bodemerosie zijn voor grondwaterstromingen. De conclusies zijn: Op het kanaaltraject tot km 32,5 is sprake van kwel, na km 32,5 van kwel van grondwater naar het kanaal vanuit de omgeving. De lek uit het kanaal hangt sterk samen met de geohydrologische situatie. In het deeltraject van km 7 tot en met km 18,5 blijkt het effect van erosie het grootst te zijn. In dit deel is niet alleen de dikte van het watervoerend pakket het grootst door het ontbreken van de Waalre kleilaag, maar daarmee verband houdend is ook het doorlaatvermogen groot. Tevens zijn de grondwater stijghoogten in de omgeving in dit deeltraject het laagst door de nabijheid van diepe polders. Hierdoor wordt de kwel uit het kanaal extra versterkt. Bij erosie van de kanaalbodem over ettelijke honderden meters kanaallengte kan dit leiden tot relatief grote waterverliezen van enkele duizenden m 3 per dag. Aanbevolen wordt bij de verbetering van de damwanden rekening te houden met de effecten van ontgronding in het kanaal, in het bijzonder naar het kanaaltraject tussen km 5 en km 27 waar extra lek van relatief grote omvang kan ontstaan.


35 van 76


Tenslotte is het effect op het vaargedrag onderzocht van de overgang van een onderwatertalud voor een damwand naar een horizontale bodem. Geconcludeerd wordt dat de schepen een verruiming zullen ervaren maar gezien de beperkte verandering in het kanaaloppervlak is het effect gering. Omgekeerd kan de overgang van een profiel zonder onderwatertalud naar een profiel met onderwatertalud wel hinderlijk zijn. De schipper zal dit merken door een grotere oeverzuiging. Aanbevolen wordt deze overgang geleidelijk te maken door aanleg over een zekere lengte.

36 van 76



8

Literatuur CUR/CIRIA/Cemagref (2007): The Rock Manual – The use of rock in hydraulic engineering (2nd edition) C683, CIRIA, London, 2007 Deltares (2010): Geohydrologische analyse van stroming uit met slib gevulde zandwinputten, rapport 1202368-000, mei 2010 Dossche, M., F.Elskens and M.Sas (1992): Research on the effect of propeller erosion on quay-walls and comparison of bottom protection schemes Proc. 10th Intern. Harbour Congress, Antwerp, June 1992 EAU (2004): Recommendations of the Committee for Waterfront Structures, Harbours and Waterways. Editor Ernst & Sohn,, 8th Edition, translation of the 10th German edition, Berlin. Hoffmans, G.J.C.M. and Verheij, H.J. (1997): Scour Manual, Balkema Publishers, Rotterdam Hove, D.ten (2008): Herziening manoeuvreermiddelen, MARIN, rapport 22788.600/3, Wageningen. Hove, D.ten (2010): Scheepskarakteristieken van nieuwe grote schepen, MARIN, rapport 24032.600/2, Wageningen. IB/BCC (2007): Milieukundig en Geotechnisch onderzoek Amsterdam Rijnkanaal UTI-7361, Geologische en geotechnische lengteprofielen Amsterdam Rijnkanaal, Inpijn-Blokpoel en Ingenieursbureau BCC, tekeningen UTI 7361-GEOLOG en UTI 7361-OZ01 t/m -OZ05, december 2007 Lievense, L. (2010): Nieuw dwarsprofiel voor het Amsterdam-Rijnkanaal TU Delft, afstudeerverslag LWI (1998): Stabilität von verklammerten Steinschüttungen Leichtweiss-Institut für Wasserbau, TU Braunschweig, Bericht nr 833, Braunschweig, 1998 Manaois, J.R. (2011): Pumpjets in de binnenvaart TU Delft, afstudeerverslag BAW 87 (2004): Grundlagen zur Bemessung von Böschungs- und Sohlensicherungen an Binnenwasserstrassen Mitteilungsblatt der Bundesanstalt für Wasserbau, nr 87, Mai 2004 Pilarczyk, K.W. (1990): Coastal Protection Proc. of a short course, published by A.A.Balkema, Rotterdam Raes, L., F.Elskens, K.Römisch and M.Sas (1996): The effects of shuip propellers on


37 van 76


bottom velocities and on scour near berths and protection methods using thin flexible revetments Proc. 11th Intern. Harbour Congress, Antwerp, June 1996 RIZA (2003): Nader Onderzoek Kanaal door Walcheren, RIZA rapport 2003.017, april 2003 Römisch, K. (2000): Strömungsstabilität vergossener Steinschüttungen Wasserwirtschaft 90 (2000) 7-8 Schokking, L.A. (2002): Bowthruster-induced damage. MSc-Thesis, Technische Universiteit Delft, Delft, 2002. Schuttevaer (2010): Eurlings hapt laatste bagger uit Amsterdam-Rijnkanaal, Nieuwsbrief Schuttevaer, Utrecht, 25 maart 2010 Stolker, C., and Verheij, H.J. (2006): Ship-induced water motions beneath the ship’s hull, 31th Intern. Navigation Congress PIANC, Estoril, Portugal Tutuarima, W.H. and W. van Wijk (1984): ProFix mattresses – an alternative erosion control system; In: Proc. Intern.Conf. on Flexible armoured revetments incorporating geotextiles, 29-30 March 1984, Thomas Telford Ltd., London. Verheij, H.J., 1983: The stability of bottom and banks subjected to the velocities in the propeller jet behind ships. 8th Int.Harbour Congress, Antwerp. Verheij, H.J., 2010: Nieuwe formules voor predictie schroefvermogens hoofdschroeven en boegschroeven van schepen in de binnenvaart. TU Delft, notitie, Delft.

38 van 76



A

Hydraulische berekeningen

Figuur A.1 Simulation 1 (One ship): Depth averaged velocity field; canal bed is with slope.

Figuur A.2 Simulation 1: Horizontal velocity field across the section m =1121 where the velocity is nearly maximum; colored legenda is flow velocity in m/s.


A-1


Figuur A.3 Simulation 1: Horizontal velocity field across the section m =1100 (across the middle of the ship); colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.4 Simulation 1: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left); colored legenda is flow velocity in m/s.

A-2



Figuur A.5 Simulation 2 with two ships, V1 =2.25 m/s, V2=3.25 m/s: Instantaneous depth averaged velocity field at different ship positions. Different size of the ships (ship 1 = 110 m × 11.4 m and ship 2 = 135 m×17 m with 4 m draft for both) ; canal bed is with slope; t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and see for the flow velocity legenda Figure A4.


A-3


Figuur A.6 Simulation 2: Horizontal velocity field across the section m =405, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the upper plot of Figuur A5); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.7 Simulation 2: Horizontal velocity field across the section m =525, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the middle plot Figuur A5); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-4



Figuur A.8 Simulation 2: Horizontal velocity field across the section m =610, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the lower plot of Figuur A5); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.9 Simulation 2: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the upper plot of figuurA5 t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.


A-5


Figuur A.10 Simulation 2: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the middle plot of Figuur A5); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.11 Simulation 2: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the lower plot of figuur A5); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-6



Figuur A.12 Simulation 2b with two ships, V1 =2.75 m/s, V2=3.75 m/s: Instantaneous depth averaged velocity field at different ship positions. Different size of the ships (ship 1 = 110 m × 11.4 m and ship 2 = 135 m × 17 m with 4 m draft for both) ; canal bed is with slope; t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and see for the flow velocity legenda Figure A11.


A-7


Figuur A.13 Simulation 2b: Horizontal velocity field across the section m =426, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the upper plot of figuur A12); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.14 Simulation 2b: Horizontal velocity field across the section m =563, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the second plot of Figuur A12); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-8



Figuur A.15 Simulation 2b: Horizontal velocity field across the section m =668, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the third plot of Figuur A12); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.16 Simulation 2b: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the upper plot of Figuur A12); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.


A-9


Figuur A.17 Simulation 2b: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the second plot of Figuur A12); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.18 Simulation 2b: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the third plot of Figuur A12); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-10



Figuur A.19 Simulation 3 with two ships, V1 =2.25 m/s, V2=3.25 m/s: Instantaneous depth averaged velocity field at different ship positions. Same size of the ships (135 m × 17 m with 4 m draft for both) ; canal bed is with slope; t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and see for the flow velocity legenda Figure A18.


A-11



Figuur A.21 Simulation 3: Horizontal velocity field across the section m =528, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the middle plot of Figuur A19); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-12




Figuur A.23 Simulation 3: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the upper plot of Figuur A19 ; t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.


A-13


Figuur A.24 Simulation 3: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the middle plot of Figuur A19); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.25 Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the lower plot of Figuur A19); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-14



Figuur A.26 Simulation 4 with two ships, V1 =2.6 m/s, V2 =3.6 m/s: Instantaneous depth averaged velocity field at different ship positions. Same size of the ships (135 m × 17 m with 4 m draft for both); canal bed is flat; t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and see for the flow velocity legenda Figure A25.


A-15




A-16



Simulation 4: Horizontal velocity field across the section m =660, where the velocity is nearly maximum (ship position corresponds to the upper plot of Figuur A26); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.29 Simulation 4: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the upper plot of Figuur A26); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.


A-17


Figuur A.30 Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the middle plot of Figuur A26); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.31 Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the lower plot of Figuur A26); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-18



Figuur A.32 Vertical profile of horizontal velocity for different simulation scenarios (the point for each simulation is selected in nearly maximum; t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes).


A-19


Figuur A.33 Simulation 5 with two ships, V1 =2.75 m/s, V2=3.75 m/s: Instantaneous depth averaged velocity field at different ship positions. Different size of the ships (ship 1 = 110 m × 11.4 m and ship 2 = 135 m × 17m with 4 m draft for both) ; canal bed is flat and width is less (~70m) t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and see for the flow velocity legenda Figure A31.

A-20






A-21



Figuur A.37 Simulation 5: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the upper plot of Figuur A33); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

A-22



Figuur A.38 Simulation 5: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the middle plot of Figuur A33); t is time step (time step x

0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.

Figuur A.39 Simulation 5: Horizontal velocity field along a longitudinal section near the bank, n =2 (the ship motion is from right to left; ship position corresponds to the lower plot of Figuur A33); t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes) and colored legenda is flow velocity in m/s.


A-23


Figuur A.40 Simulation 5: Vertical profile of horizontal velocity at point m=669, n= 2 (where the velocity is nearly maximum) t is time step (time step x 0.1 gives time in minutes).

A-24



B B.1

Bijlage B Locaties van peilbuizen uit het DINO-databestand


B-1


B-2




B-3


B-4



B.2

Verdeling van de stijghoogte in het eerste watervoerende pakket uit NHI


B-5


B-6




B-7


B-8



B.3

Hydraulische weerstand van holocene toplagen uit NHI


B-9


B-10




B-11


B-12


Onderzoek Bodemerosie Amsterdam-Rijnkanaal

Recommend Documents