444_HWE_etc_Windachspeicher.pdf

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Lehrstuhl und Versuchsanstalt

für Wasserbau und Wasserwirtschaft

Oskar v. Miller – Institut Technische Universität München 82432 Obernach – Walchensee Arcisstr. 21  80290 München

Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher

Versuchsbericht Nr. 444

Auftraggeber: Wasserwirtschaftsamt Weilheim Pütrichstraße 15 82362 Weilheim

Obernach, im Juli 2022

Apl. Prof. Dr.-Ing. habil. Arnd Hartlieb Alfred Sperer Projektleitung Modellplanung und -bauleitung

Prof. Dr. Nils Rüther Direktor der Versuchsanstalt

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Inhaltsverzeichnis

1 Einleitung 1

1.1 Ausgangssituation 1

1.3 Untersuchungsziele 1

2 Modell 2

2.1 Modellumgriff 2

2.2 Modellgesetz und -maßstab 2

2.3 Modellbau 2

2.4 Messtechnik 4

3 Entwurf des neuen Einlaufbauwerks der HWE 4

4 Versuche 6

4.1 Abflussleistung der HWE 6

4.2 Überlastfall und Zuschlagen des geschlossenen Transportgerinnes 9

4.3 Energieumwandlung in den Tosbecken und im Unterwasserbecken 12

4.3.1 Wasserstand-Abfluss-Beziehung am unteren Modellrand 12

4.3.2 Auswahl des maßgeblichen kritischen Lastfalls 12

4.3.3 Rückstaueffekte an den Betriebseinrichtungen 16

4.3.4 Optimierung des Tosbeckens von HWE und GA 16

4.3.5 Kolkschutz im Unterwasserbecken 18

5 Zusammenfassung und Empfehlungen 19

Drei Beilagen

Beilage 1: Lageplan des Modells

Beilage 2: Neues Einlaufbauwerk - Ausführungsvorschlag

Beilage 3: Optimiertes Tosbecken von HWE und GA - Ausführungsvorschlag

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 1

1 Einleitung

1.1 Ausgangssituation

Der Windachspeicher, ein Hochwasserrückhaltebecken im oberbayerischen Alpenvorland west-

lich des Ammersees, wurde Anfang der 1960er Jahre errichtet. Als Absperrbauwerk dient ein 14 m

hoher Erddamm. Die Hochwasserentlastungsanlage (HWE) besteht aus einem Einlaufbauwerk,

einem geschlossenen Transportgerinne mit komplexer Geometrie und einem Tosbecken, in das

auch der Grundablass (GA) einmündet. Der Betriebsauslass (BA) besitzt ein separates Tosbe-

cken, aus dem der Abfluss in ein gemeinsames Unterwasserbecken mit HWE und GA erfolgt. Im

Einlaufbauwerk der HWE ist auf einem festen Höcker eine Fischbauchklappe installiert, die ur-

sprünglich als Regelorgan diente. Mit dem Bau des BA Anfang der 1990er Jahre ist die Klappe

nicht nur hydraulisch nicht mehr erforderlich, sondern sie stellt aufgrund des unzuverlässigen An-

triebs im Versagensfall sogar ein Sicherheitsrisiko dar. Deshalb soll die bewegliche Klappe durch

eine feste Überlaufschwelle ersetzt werden. Im Modellversuch wurde die Fischbauchklappe nicht

untersucht, sondern von Anfang an durch die feste Überlaufschwelle ersetzt.

1.2 Untersuchungsziele

Zunächst sollte im engen Austausch mit dem Auftraggeber ein Entwurf des neuen Einlaufbau-

werks der HWE mit der festen Überlaufschwelle als Kernelement erarbeitet werden. Der Entwurf

sollte dann im Modellversuch überprüft und optimiert werden. Dabei war auch der Überlastfall der

HWE im Hinblick auf den Übergang vom Freispiegel- zum Druckabfluss im geschlossenen Trans-

portgerinne („Zuschlagen“) und die Belüftungsthematik genauer zu untersuchen. Effiziente Mög-

lichkeiten zur Steigerung der Abflussleistung im Transportgerinne insbesondere durch das Hin-

auszögern der Zuschlagens stellten ebenfalls ein Untersuchungsziel dar. Schließlich sollten auch

die Energieumwandlung in den beiden Tosbecken und im gemeinsamen Unterwasserbecken so-

wie die Kolkschutzstabilität bei verschiedenen Beaufschlagungen von HWE, BA und GA unter-

sucht und im Bedarfsfall optimiert werden. Diese Ziele erforderten eine Untersuchung im Vollmo-

dell.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 2

2 Modell

2.1 Modellumgriff

Das Vollmodell umfasst einen Ausschnitt des Stauraums im Nahbereich des Einlaufbauwerks zur

korrekten Darstellung der räumlichen Anströmungsverhältnisse sowie die gesamte HWE mit Ein-

laufbauwerk, geschlossenem Transportgerinne, Tosbecken und Unterwasserbecken. Das Modell

endet unterstrom der Einengung der Windach auf die natürliche Gerinnebreite. Zusätzlich enthal-

ten sind die Einmündungen des GA und des BA mit seinem separaten Tosbecken.

2.2 Modellgesetz und -maßstab

Die im Modell darzustellenden Strömungssituationen und Transportprozesse der Kolkschutz-

steine werden eindeutig von Trägheitskräften und der Schwerkraft dominiert. Deshalb war das

Modell nach dem Modellgesetz von Froude zu betreiben. Als geometrischer Modellmaßstab

wurde M = 1:15 gewählt. Damit ergeben sich für die relevanten Größen folgende Maßstabszahlen:

Länge: Länge Prototyp L / Länge Modell L = L = 15 P M r Zeit: t = t / t = L1/2 = 151/2 = 3,873 r P M r Geschwindigkeit: v = v / v = L1/2 = 151/2 = 3,873 r P M r Abfluss: Q = Q / Q = L5/2 = 155/2 = 155/2 = 871,4 r P M r

Die angenommenen maximalen Abflüsse von 75 m3/s über die HWE, 26,2 m3/s über den BA und 7,6 m3/s über den GA entsprechen im Modell 86 l/s, 30 l/s und 8,7 l/s.

2.3 Modellbau

Das Einlaufbauwerk der HWE und die Tosbecken wurden aus rotem PVC hergestellt. Für die

Sohle des Transportgerinnes wurde graues PVC und für Seitenwände und Decke Plexiglas ver-

wendet. Das Transportgerinne wurde nicht wie in der Realität im Gelände eingebunden, sondern

als aufgeständertes Bauwerk ins Tosbecken geführt. Von BA und GA wurden ausgehend von

versuchsbedingten Hochbehältern nur die Einmündungen in das Tosbecken in Form von maß-

stäblichen Rohrleitungen aus Plexiglas dargestellt. Der Zufluss des BA in das Tosbecken erfolgt

wie in der Realität im freien Ausfluss. Der GA wurde an der Einmündung in das Tosbecken wie in

der Realität mit einem Kegelstrahlschieber versehen.

Der Ausschnitt des Stauraums wurde wie das Unterwasserbecken im Anschluss an die Tosbe-

cken mit Beton modelliert.

Abb. 2.1 zeigt einen Überblick über das Modell sowohl vom Stauraum in Fließrichtung als auch

vom Unterwasser entgegen der Fließrichtung, Beilage 1 einen Lageplan des Modells.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 3

HWE

BA GA

Abb. 2.1: Überblick über das Modell vom Stauraum in Fließrichtung (oben) und vom Unterwasser entgegen der Fließrichtung (unten)

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 4

2.4 Messtechnik

Die Zuläufe in den Stauraum und damit zur HWE, zu BA und GA erfolgten getrennt und voneinan-

der unabhängig über kalibrierte Messwehre. Mit Hilfe einer im Modellablauf installierten über-

strömten Klappe wurde als untere Randbedingung der Unterwasserstand eingestellt, der sich

nach der vorgegebenen Wasserstand-Abfluss-Beziehung ergibt (siehe Kap. 4.3.1). Der Unterwas-

serstand wurde wie der Wasserstand im Stauraum mit einem Stechpegel gemessen.

3 Entwurf des neuen Einlaufbauwerks der HWE

Zunächst wurde ein Entwurf für das neue Einlaufbauwerk mit fester Überlaufschwelle erarbeitet,

mit dem in die Modellversuche gestartet wurde. Die in der Realität noch bestehende Fischbauch-

klappe wurde im Modell nicht untersucht. Folgende Randbedingungen für die feste Überlauf-

schwelle waren vorgegeben:

• Die Oberkante der Überlaufschwelle liegt auf der Höhe des Vollstaus Z = 630,30 müNN. V

• Liegt der Wasserstand H im Stauraum auf Höhe des Hochwasserstauziels Z = H 631,40 müNN soll ein Abfluss von Q = 25 m3/s über die HWE abgeführt werden.

Unter der Annahme, dass die Breite der festen Überlaufschwelle der bisherigen Breite der Fisch-

bauchklappe b = 10 m entspricht, lässt sich der erforderliche Abflussbeiwert µ der Überlauf-

schwelle mit der Poleni-Abflussgleichung für freien Überfall berechnen:

Q= 2 ∙𝜇∙𝑏∙√2𝑔∙ℎ 1,5  𝜇 = 1,5∙𝑄 = 1,5∙25 = 0,73 (Gl. 3.1) 3 ü (𝑏∙√2𝑔∙ℎü 1,5) (10∙√19,62∙1,11,5)

mit g: Erdbeschleunigung (9,81 m/s2)

h : Überströmungshöhe der Überlaufschwelle bezogen auf die Energiehöhe, die aufgrund ü der geringen Anströmungsgeschwindigkeiten am Pegel dem Wasserstand im Stau- raum entspricht

Der Abflussbeiwert µ = 0,73 lässt sich nur mit einer sehr strömungsgünstigen Form der Überlauf- schwelle erreichen. Am besten geeignet ist ein WES-Profil benannt nach der Waterways Experi- ment Station in den USA, an der es entwickelt wurde. Das WES-Profils folgt für eine bestimmte Überströmungshöhe h exakt der Unterkante eines Freistrahls. In diesem Fall tritt kein Unterdruck d auf dem Wehrrücken auf. Bei kleineren Überströmungshöhen entsteht ein Überdruck auf dem Wehrrücken, bei größeren ein Unterdruck. Für die Überlaufschwelle am Windachspeicher wird h d = Z – Z = 631,40 - 630,30 = 1,1 m gewählt. Aus h ergeben sich die geometrischen Parameter H V d

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 5

des WES-Profils (kreisförmige Ausrundungen oberstrom des höchsten Punkts der Überlauf- schwelle, Parabelform unterstrom bis zum tangentialen Übergang zum Wehrrücken), die in Abb. 3.1 dargestellt sind. Auf das Überhängen der Wehrkrone Richtung oberstrom, das im Stan- dard-WES-Profil vorgesehen ist, wird im vorliegenden Fall wegen der kleinen Dimensionen ver- zichtet.

r = 0,5 · h = 0,55 m r = 0,2 · h = 0,22 m 1 d 2 d

a = 0,282 · h = 0,31 m b = 0,175 · h = 0,19 m d d

y = x1,85 / 2,1688

a b x

r 1 r 2

y

Abb. 3.1: Geometrische Parameter des WES-Profils für die feste Überlaufschwelle des neuen Einlaufbauwerks der HWE

Die Überlaufbreite des Einlaufbauwerks mit b = 10 m und somit die geneigten Seitenpfeiler können

bestehen bleiben. Die Decke über dem Einlaufbauwerk wird entfernt. Der bestehende Wehrhö-

cker, an dem die Fischbauchklappe ansetzt, wird bis zur Höhe des Vorbodens abgebrochen. Die

feste Überlaufschwelle wird so positioniert, dass die oberstromige vertikale Wand des WES-Profils

einen Abstand von 2,15 m vom Scheitelpunkt der Ausrundung der Seitenpfeiler in Vorbodenhöhe

aufweist. Beilage 2 zeigt den Entwurf des neuen Einlaufbauwerks in Lageplan und Schnitt. Der

Entwurf hat sich in den Modellversuchen (siehe Kap. 4) bewährt und entspricht damit unserem

Ausführungsvorschlag. Die feste Überlaufschwelle kann aus Betonfertigteilen hergestellt werden,

die aber aufgrund der bei Überströmungshöhen h > 1,1 m auftretenden Unterdrücke gegen nach ü

oben gerichtete Vertikalkräfte zu sichern sind.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 6

4 Versuche

4.1 Abflussleistung der HWE

Für folgende vier Varianten des Einlaufbauwerks der HWE, die alle die gleiche feste Überlauf- schwelle (WES-Profil, siehe Kap. 3) aufwiesen, wurde die Abflussleistung untersucht:

• „mit Decke“: Decke über dem Einlaufbauwerk wie im Istzustand (Abb. 4.1a),

• „ohne Decke“: Decke entfernt (Abb. 4.1b),

• „grauer Balken“: Rückwand parallel zur Überlaufschwelle bis zur bestehenden Dammkrone (Z = K 632,70 müNN) senkrecht erhöht (Abb. 4.1c),

• „höhere Pfeiler“: geneigte Seitenpfeiler, Rückwand parallel zur Überlaufschwelle und Damm- krone bis auf Kote 635,00 müNN senkrecht erhöht (Abb. 4.1d, optionale zukünftige Dammerhö- hung).

a b

c d

Abb. 4.1: Untersuchte Varianten des Einlaufbauwerks

Abb. 4.2 zeigt die in den Versuchen ermittelten Leistungskurven (Stauraumwasserstand-Abfluss-

Beziehungen) der untersuchten Varianten und Abb. 4.3 die zugehörigen Poleni-Abflussbeiwerte

µ, die durch konsequentes Anwenden von Gl. 3.1 mit b = 10 m berechnet wurden, auch wenn die

Überlauflänge über Rückwand und Seitenpfeiler größer war oder längst kein rückstaufreier Über-

lauf mehr aufgetreten ist.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 7

Bis etwa 40 m3/s verlaufen die Leistungskurven der vier untersuchten Varianten annähernd iden-

tisch. Sie erfüllen alle sehr genau die Hauptforderung, dass bei einem Wasserstand im Stauraum auf Höhe des Hochwasserstauziels Z = 631,40 müNN ein Abfluss von 25 m3/s über die HWE H

abgeführt werden soll.

Zwischen etwa 40 und 69 m3/s ist bei der Variante „mit Decke“ eine Leistungssteigerung gegen-

über den anderen Varianten zu erkennen, die auf einen unterdruckbedingten Sogeffekt infolge

einer mangelnden Luftzufuhr zwischen Strahloberkante und Decke zurückzuführen ist. Dieser Ef-

fekt ist stark von der Luftaufnahme im Abflussstrahl abhängig, die wiederum von der Oberflächen-

spannung beeinflusst wird. In einem Froude-Modell ist die Oberflächenspannung deutlich über-

und damit die Luftaufnahme unterrepräsentiert. Deshalb kann die Leistungssteigerung im Modell

nicht maßstäblich auf die Realität übertragen werden. Sie sollte deswegen nicht berücksichtigt werden. Ab 60 m3/s kommt es zu Pulsationen vor der Decke, die bei 65 m3/s zuschlägt. Allerdings erfolgt der Abfluss im Transportgerinne noch im Freispiegel, bis dieses bei 67,5 m3/s zuschlägt.

Mit diesem plötzlichen Übergang zum Druckabfluss steigt die Leistungskurve stark an, d.h. mit

zunehmendem Abfluss über die HWE steigt der Wasserstand im Stauraum stark an. Ab etwa 69 m3/s steigt die Leistungskurve „mit Decke“ über diejenigen der anderen Varianten. Bei der Va-

riante „mit Decke“ ergibt sich eine Hysterese mit einem anderen Kurvenverlauf für steigenden

Abfluss als für fallenden Abfluss.

Für die drei anderen Varianten (alle ohne Decke) wurden keine signifikanten Unterschiede in

der Abflussleistung gemessen. Die zusätzliche Überströmung der Seitenpfeiler und der Rückwand

bei der Variante „ohne Decke“ bzw. nur der Seitenpfeiler bei der Variante „grauer Balken“ bei

hohen Wasserständen im Stauraum schlägt sich nicht in einer höheren Abflussleistung nieder. Bis etwa 72 m3/s erfolgt ein freier Überfall an der festen Überlaufschwelle mit einem der Poleni-

Abflussgleichung entsprechenden Kurvenverlauf. Das geschlossene Transportgerinne schlägt zwar schon bei 70 m3/s zu (siehe Kap. 4.2), der abflussmindernde Rückstau an der Überlauf- schwelle setzt aber erst ab etwa 73 m3/s ein (siehe Abb. 4.1d für Q = 75 m3/s). Demzufolge steigt

die Leistungskurve entsprechend der Druckabflussverhältnisse im Transportgerinne nun deutlich steiler an. Bis etwa 72 m3/s stellt die Überlaufschwelle im Einlaufbauwerk den abflusslimitierenden Faktor für die HWE dar, ab etwa 73 m3/s das geschlossene Transportgerinne. Der maximale Ab-

fluss über die HWE bei einem Wasserstand im Stauraum annähernd auf Höhe der Dammkrone Z = 632,70 müNN beträgt etwa 74 m3/s. Eine geringfügige Abflusssteigerung auf etwa 75 m3/s K

führt zur Dammüberströmung. Bei einer optionalen Erhöhung von Damm, Rückwand und Seiten-

pfeilern auf 635,00 müNN und Beibehaltung der Oberkante der festen Überlaufschwelle auf 630,30 müNN tritt die Dammüberströmung bei etwa 88 m3/s auf. Die Leistungskurven der drei

Varianten ohne Decke sind mit hoher Zuverlässigkeit auf die Realität übertragbar. Empfohlen für

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 8

die Ausführung in der Realität wird die Variante „höhere Pfeiler“ mit der Erhöhung von Rückwand

und Seitenpfeilern auf die Höhe der Dammkrone, weil in diesem Fall jederzeit eine klar definierte

Anströmungssituation der festen Überlaufschwelle ohne Störung durch die Überfallstrahlen über

die Seitenpfeiler oder die Rückwand vorhanden ist. Im Falle einer optionalen zukünftigen Dam-

merhöhung sollten auch Rückwand und Seitenpfeiler entsprechend erhöht werden.

Abb. 4.2: Leistungskurven (Stauraumwasserstand-Abfluss-Beziehungen) der untersuchten Vari- anten

Der Verlauf der Leistungskurven bei den verschiedenen Varianten spiegelt sich auch in den Po-

leni-Abflussbeiwerten wieder. Bei den drei Varianten ohne Decke liegen die Werte wie erwartet im Bereich von 0,65 bis 0,80 – bei einem Abfluss von 25 m3/s wird genau der vorgegebene Wert

von 0,73 erreicht – und steigen mit zunehmender Überströmungshöhe stetig bis zum Maximalwert von etwa 0,78 bei 72 m3/s an. Mit dem einsetzenden Rückstau an der Überlaufschwelle ab etwa 73 m3/s und dem limitierenden Druckabfluss im Transportgerinne nimmt der Abflussbeiwert dann deutlich ab. Bei der Variante „mit Decke“ beginnt mit dem ab einem Abfluss von 40 m3/s einset- zenden, leistungssteigernden Sogeffekt ein markanter Anstieg der Werte, die bei 65 m3/s (sinken- der Abfluss) bzw. 67,5 m3/s (steigender Abfluss) mit dem Übergang zum Druckabfluss schlagartig

abfallen.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 9

Abb. 4.3: Poleni-Abflussbeiwerte µ der untersuchten Varianten

4.2 Überlastfall und Zuschlagen des geschlossenen Transportgerinnes

Das geschlossene Transportgerinne weist eine komplexe Geometrie auf (Lageplan und Längs-

schnitt siehe Abb. 4.4). Es besitzt im oberen Abschnitt die Form einer sich verengenden Verzie-

hung in einer Kurve einschließlich einer mittigen Trennwand. In der unteren Hälfte ist das Trans-

portgerinne gerade und hat eine konstante Breite. Am Übergang zwischen Kurve und Gerade ist

ein ausgerundeter Gefällewechsel von etwa 9 % auf etwa 17 % vorhanden. Es existieren zwei

vertikale Belüftungsschächte kurz nach dem Ende der Trennwand und kurz nach dem Gefälle-

wechsel. Ein dritter Belüftungsschacht etwa 10 m vor dem Auslauf in das Tosbecken wurde ver-

plombt.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 10

Lageplan

x

Belüftungsschächte Längsschnitt

x

Abb. 4.4: Lageplan und Längsschnitt durch das Transportgerinne der HWE mit dem Gefällewech- sel (roter Pfeil) und den beiden Belüftungsschächten (dritter Belüftungsschacht verplombt: rotes Kreuz), Bildquelle: WWA Weilheim, Plannr. WIN-07-1

In der folgenden Beschreibung wird der Fall ohne Decke am Einlaufbauwerk betrachtet. Der „Fla-

schenhals“ im geschlossenen Transportgerinne befindet sich kurz nach dem Gefällewechsel vor

dem zweiten Belüftungsschacht (siehe Abb. 4.4).

Bei steigendem Abfluss stößt der schießende Strahl an dieser Stelle an die Decke. Abb. 4.5 zeigt

den Bereich des Gefällewechsels vor dem zweiten Belüftungsschacht bei einem Abfluss von 69 m3/s und somit kurz vor dem Zuschlagen. Bei einem nur geringfügig höheren Abfluss von 70 m3/s schlägt das Transportgerinne ausgehend von dieser Stelle mit einem rückschreitenden

Wechselsprung bis zum oberen Ende des geschlossenen Gerinnes zu. Der Prozess des Zuschla-

gens erfolgt in kurzer Zeit (etwa 1 min in der Realität), wobei er in der in Fließrichtung rechten

Hälfte der durch die Trennwand geteilten Verziehungsstrecke schneller voranschreitet als in der

linken. Im ersten Belüftungsschacht steht dann nach dem Erreichen eines stationären Abflusszu-

stands eine Wassersäule mit noch ausreichendem Freibord zur Schachtoberkante (etwa 80 cm).

Die am Einlauf eingetragene Luft entweicht im ersten Belüftungsschacht durch in der Wassersäule

aufsteigende Luftblasen. Der zweite Belüftungsschacht ist nicht eingestaut und entsprechend

wirksam, so dass im Transportgerinne unterstrom des zweiten Belüftungsschachts der Freispie- gelabfluss erhalten bleibt. Bei einer Abflusssteigerung auf 74 m3/s über die HWE und einem Ober-

wasserstand annähernd auf Höhe der Dammkrone ist das Freibord der Wassersäule im einge-

stauten ersten Belüftungsschacht noch etwa 50 cm groß. Unterstrom des immer noch nicht ein-

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 11

gestauten zweiten Belüftungsschachts ist weiterhin Freispiegelabfluss gegeben. Beide Belüf-

tungsschächte besitzen eine große Bedeutung und müssen erhalten werden. Ihre Erhöhung ist

ohne eine evtl. später notwendige Dammerhöhung nicht erforderlich, genauso wenig wie ein wei-

terer Belüftungsschacht bzw. die Öffnung des verplombten dritten Belüftungsschachts. Bei einer weiteren Abflusssteigerung bis zum maximal untersuchten Abfluss von 87 m3/s in der Variante

„höhere Pfeiler“ mit der Dammerhöhung bleibt die Abflusscharakteristik im Transportgerinne er-

halten, d.h. oberstrom des zweiten Belüftungsschachts Druck- und unterstrom Freispiegelabfluss.

Allerdings steigt der Wasserstand im ersten Belüftungsschacht ab einem Abfluss von etwa 78 m3/s über die Oberkante. Bei 87 m3/s liegt der Wasserstand im erhöhten ersten Belüftungsschacht

etwa 1,1 m über der bestehenden Oberkante. Bei sinkendem Abfluss findet der Übergang vom

Druck- zum Freispiegelabfluss im oberen Teil des Transportgerinnes erst bei einem Abfluss von etwa 65 m3/s statt. Dies schlägt sich allerdings nicht in Form einer Hysterese in der Leistungskurve nieder (siehe Abb. 4.2), da im Abflussspektrum zwischen 65 und 70 m3/s unabhängig vom Ab-

flusszustand im Transportgerinne noch kein Rückstau an der Überlaufschwelle auftritt. Eine hö-

here Abflussleistung des geschlossenen Transportgerinnes durch ein Hinauszögern des Zuschla-

gens könnte nur durch eine Beseitigung des Gefällewechsels vor dem zweiten Belüftungsschacht

erreicht werden, was einem Komplettneubau der HWE gleichkommen würde.

Abb. 4.5: Geschlossenes Transportgerinne im Bereich des Gefällewechsels vor dem zweiten Be- lüftungsschacht bei einem Abfluss von 69 m3/s und somit kurz vor dem Zuschlagen an dieser Stelle

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 12

4.3 Energieumwandlung in den Tosbecken und im Unterwasserbecken

4.3.1 Wasserstand-Abfluss-Beziehung am unteren Modellrand

Für die Wasserstand-Abfluss-Beziehung am unteren Modellrand, die eine wesentliche Randbe- dingung für die Energieumwandlung in den Tosbecken und im Unterwasserbecken darstellt, wur- den vom WWA Weilheim Berechnungen mit einem hydrodynamischen 2d-Simulationsmodell durchgeführt. Für die Modellversuche wurden die im Bericht „WWA Weilheim: Umbau Hochwas- serentlastungsanlage Windachspeicher: Auslaufrandbedingung physikalischer Modellversuch, Dezember 2021“ auf S. 10 in Spalte „W Kalibrierung“ aufgeführten Tabellenwerte für die Wasser- stände herangezogen. Zwischenwerte wurden linear interpoliert. Abb. 4.6 zeigt die in den Modell- versuchen verwendete Wasserstand-Abfluss-Beziehung am unteren Modellrand.

Abb. 4.6: Wasserstand-Abfluss-Beziehung am unteren Modellrand

4.3.2 Auswahl des maßgeblichen kritischen Lastfalls

Bei den drei in das Unterwasser einmündenden Betriebseinrichtungen HWE, BA und GA ergeben sich die folgenden Lastkombinationen. Für die HWE wurde in diesem Zusammenhang nur die Variante „höhere Pfeiler“ untersucht.

• nur eine Betriebseinrichtung: „nur HWE“, „nur BA“, „nur GA“

• zwei Betriebseinrichtungen: HWE+BA, HWE+GA, BA+GA

• drei Betriebseinrichtungen: HWE+BA+GA

In Tab. 4.1 sind die im Istzustand des Tosbeckens untersuchten Lastfälle (Lastkombinationen mit bestimmten Abflüssen und Wasserständen im Stauraum) jeweils mit einem Foto der Strömungs- situation zusammengestellt. Für die Lastkombination „nur BA“ ist kein Wasserstand im Stauraum angegeben, da der Zufluss über den BA in das Tosbecken im freien Ausfluss erfolgt.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 13

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 14

Tab. 4.1: Untersuchte Lastfälle im Istzustand des Tosbeckens

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 15

Grundsätzlich gilt, dass die Energieumwandlung im Unterwasser einer wasserbaulichen Anlage umso kritischer ist, je größer die spezifische Abflussbeaufschlagung der einzelnen Betriebsein- richtungen ist und je niedriger der Unterwasserstand; im vorliegenden Fall heißt das, je weniger der drei Betriebseinrichtungen maximal beaufschlagt werden. Bei der Betrachtung der Fotos der Strömungssituationen in Tab. 4.1 bestätigt sich dieses Prinzip.

Zusätzlich geht daraus hervor, dass die Energieumwandlung des BA im separaten Tosbecken selbst bei maximaler Einzelbeaufschlagung mit 25 m3/s völlig unproblematisch funktioniert. Der Wechselsprung tritt unmittelbar vor bzw. beim Eintreten des Abflussstrahls in das Tosbecken auf. Annähernd sämtliche Turbulenzen klingen noch im Tosbecken ab, so dass im Unterwasserbecken keine erhöhte Sohlbeanspruchung zu beobachten ist. Es lässt sich auch erkennen, dass der Ein- fluss des BA auf die Strömungssituation im Tosbecken von HWE und GA nur auf dem höheren Gesamtabfluss und dem entsprechend höheren Unterwasserstand beruht, der zu einer besseren Energieumwandlung führt. Dies gilt umgekehrt auch für den Einfluss von HWE und GA auf die Strömungssituation im Tosbecken des BA. Es besteht also einerseits kein Optimierungsbedarf für die Energieumwandlung im Tosbecken des BA. Andererseits kann bei der weiteren Betrachtung des Tosbeckens von HWE und GA auf alle Lastkombinationen unter Beteiligung des BA verzichtet werden, da sie unkritischer sind als ohne BA.

Auch die Lastkombination „nur GA“ ist bei allen untersuchten Beaufschlagungen als unkritisch einzustufen. Der Prallrahmen unmittelbar nach dem Strahlaustritt aus dem Kegelstrahlschieber erfüllt vollständig seine Funktion und die verbleibenden Turbulenzen klingen im gemeinsamen Tosbecken mit der HWE vollständig ab. Außerdem ist die Kombination HWE+GA durch den hö- heren Unterwasserstand als unkritischer zu beurteilen als die Einzelbeaufschlagungen „nur HWE“ und „nur GA“, auch wenn in diesem Fall das Tosbecken auf der gesamten Breite beaufschlagt wird und günstige 3d-Effekte durch räumliche Turbulenzen somit weniger ausgeprägt sind.

Für die Lastkombination „nur HWE“ ist bei Q = 25 m3/s eine sehr gute Energieumwandlung im gemeinsamen Tosbecken mit dem GA gegeben. Die zwei Schwellen im Tosbecken und die End- schwelle sorgen für einen annähernd vollständigen Turbulenzabbau im Tosbecken und einen ent- sprechend ruhigen Abfluss im Unterwasserbecken. Auch bei Q = 50 m3/s kann man noch von einer guten Energieumwandlung im Tosbecken sprechen, auch wenn gewisse Turbulenzen schon aus dem Tosbecken ins Unterwasser gelangen und den Strömungsangriff auf die Sohle erhöhen. Schließlich lässt sich der Lastfall „nur HWE“ bei 74 m3/s und H = 632,63 müNN eindeutig als der kritischste und damit maßgebliche identifizieren. Die Energieumwandlung im Istzustand des Tosbeckens ist hier von allen untersuchten Lastfällen klar am schlechtesten und verbesserungs- bedürftig. Die Turbulenzen im Tosbecken sind zwar groß. Dennoch wird ein großer Teil der kine- tischen Energie nicht im Tosbecken umgewandelt. Der Abflussstrahl überspringt die beiden Schwellen im Tosbecken und auch die Endschwelle, so dass die Sohle des Unterwasserbeckens stark belastet wird (siehe Abb. 4.8 oben).

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 16

4.3.3 Rückstaueffekte an den Betriebseinrichtungen

Ein Nebenaspekt der Versuche zur Energieumwandlung war die Betrachtung von möglichen Rückstaueffekten an den Betriebseinrichtungen durch hohe Unterwasserstände. Die einzige un- tersuchte Situation, bei der ein Rückstaueffekt nicht ausgeschlossen werden kann, ist beim BA in der Kombination „HWE+BA+GA“ mit dem maximalen Unterwasserstand gegeben. Dort tritt im Modell kein Wechselsprung mehr im Tosbecken und in der einmündenden Rohrleitung des BA auf. Die Rohrleitung ist vollgefüllt und staut in den oberstrom angeordneten, versuchsbedingten Hochbehälter zurück. In einem Zusatzversuch zeigte sich dieser Effekt bei alleiniger Beaufschla- gung des BA mit 25 m3/s ab einem Unterwasserstand von etwa 620,90 müNN, der einem Ge- samtabfluss von 100 m3/s entspricht (siehe Abb. 4.6). Ob und wie stark sich dieser Rückstaueffekt auf die Abflussleistung des BA in der Realität auswirkt, kann im vorhandenen Modell nicht unter- sucht werden.

4.3.4 Optimierung des Tosbeckens von HWE und GA

Die Optimierung des gemeinsamen Tosbeckens von HWE und GA war auf den in Kap. 4.3.2 identifizierten maßgeblichen kritischen Lastfall „nur HWE“ bei 74 m3/s und H = 632,63 müNN aus- gerichtet. Wenn möglich, sollte nur durch zusätzliche Einbauten im Tosbecken eine signifikante Verbesserung erzielt werden.

Zahlreiche Versuche mit Störkörperreihen auf oder zwischen den beiden bestehenden Schwellen im Tosbecken und mit einer Zahnreihe auf der Endschwelle führten zu keiner signifikanten Ver- besserung. Schließlich ergab sich durch einen unkonventionellen und vergleichsweise kleinen vertikalen „Leitkeil“ an der rechten Seitenwand des Tosbeckens unmittelbar oberstrom der ersten Schwelle eine völlig andere, hinsichtlich der Energieumwandlung deutlich bessere Strömungssi- tuation im Tosbecken. Abb. 4.7 und Beilage 3 zeigen diesen Leitkeil in der optimierten Form im Tosbecken von HWE und GA. Er wurde bewusst in grauem PVC ausgeführt, um ihn im ansonsten roten Tosbecken gut zu erkennen.

Abb. 4.7: Optimierter Leitkeil (grau) im Tosbecken von HWE und GA

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 17

In Abb. 4.8 und Abb. 4.9 ist die Strömungssituation im Unterwasser im maßgeblichen kritischen Lastfall („nur HWE“ bei 74 m3/s und H = 632,63 müNN) ohne Leitkeil, also im Istzustand des

Tosbeckens, derjenigen mit Leitkeil gegenübergestellt. Die Blickrichtung ist in Abb. 4.8 von der

der rechten Seite des Tosbeckens und in Abb. 4.9 vom Unterwasser.

ohne Leitkeil

mit Leitkeil

Abb. 4.8: Strömungssituation im Unterwasser im maßgeblichen kritischen Lastfall ohne (oben) und mit Leitkeil (unten) von der der rechten Seite des Tosbeckens

ohne Leitkeil

mit Leitkeil

Abb. 4.9: Strömungssituation im Unterwasser im maßgeblichen kritischen Lastfall ohne (oben) und mit Leitkeil (unten) vom Unterwasser

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 18

Der Leitkeil verbessert deutlich die räumliche, dreidimensionale Wirkung des Tosbeckens, in dem er einen Großteil des Abflussstrahls sowohl gegen die linke Seitenwand als auch unter der ersten Schwelle hindurch lenkt. Er reduziert signifikant das Überspringen der beiden Schwellen im Tos- becken und der Endschwelle. Dadurch wird wesentlich mehr Energie an der linken Seitenwand, an den Schwellen im Tosbecken und an der Endschwelle umgewandelt. Dementsprechend tur- bulenzärmer und ruhiger erfolgt der Abfluss im Unterwasserbecken, so dass der Strömungsangriff auf Sohle und Ufer deutlich reduziert ist. Der dennoch erforderliche Kolkschutz im Unterwasser- becken kann damit geringer dimensioniert und kostengünstiger werden. Der Leitkeil stellt eine sehr effiziente Verbesserung der Energieumwandlung dar. Er hat auch in den anderen Lastfällen eine positive Wirkung. Auf den Leitkeil wirken sehr große dynamische Kräfte, die eine entspre- chende Verankerung erfordern. Die maximale Anprallkraft auf den Leitkeil kann auf der sicheren Seite liegend aus dem hydrostatischen Druck bei einem Wasserstand auf Höhe der Dammkrone ermittelt werden. Da kleine Wellen und Spritzwasser nur gelegentlich und mit geringer Dynamik die Oberkante der Begrenzungsmauern des Tosbeckens überschreiten, ist eine Erhöhung nicht erforderlich.

4.3.5 Kolkschutz im Unterwasserbecken

Zur Überprüfung der Kolkschutzstabilität im Unterwasserbecken wurde auf einem etwa 20 m lan- gen Abschnitt, der einer erhöhten Belastung ausgesetzt ist, die feste Modellsohle unmittelbar im Anschluss an das Tosbecken von HWE und GA entfernt. Stattdessen wurde maßstäbliches Block- steinmaterial mit einer mittleren Kantenlänge von 3 und 4 cm (in der Realität 45 bis 60 cm) einge- baut (siehe Abb. 4.10). Dies entspricht den in der Realität vorhandenen Kolkschutzsteinen mit einer mittleren Kantenlänge von 50 cm, die allerdings nur auf einer Länge von 4 m unmittelbar nach der Endschwelle des Tosbeckens eingebaut sind.

Abb. 4.10: Kolkschutz im Modell aus maßstäblichem Bruchsteinmaterial

Bei einer über 2 h im Modell (etwa 7 h 45 min in der Realität) anhaltenden Belastung des Kolk- schutzes im maßgeblichen kritischen Lastfall „nur HWE“ bei 74 m3/s und H = 632,63 müNN kommt es zu keinen Erosionserscheinungen im Kolkschutz. Selbst im Fall der optionalen Dammerhöhung und einem kurzzeitigen Abfluss von 87 m3/s über die HWE war der Kolkschutz stabil.

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 19

5 Zusammenfassung und Empfehlungen

Der Ausgangspunkt der Untersuchungen für die Hochwasserentlastungsanlage (HWE) Win-

dachspeicher war der Entwurf des neuen Einlaufbauwerks mit einer festen Überlauf-

schwelle, der in einem physikalischen Modellversuch im Maßstab 1:15 überprüft und optimiert

wurde. Am Ende der Untersuchungen steht der in Beilage 2 dargestellte Ausführungsvorschlag

für das Einlaufbauwerk mit folgenden Veränderungen gegenüber dem Istzustand:

• Abbruch des bestehenden Wehrhöckers, an dem die Fischbauchklappe ansetzt, bis zur Höhe

des Vorbodens.

• Errichtung einer festen Überlaufschwelle mit WES-Profil, Oberkante auf der Höhe des Vollstaus

Z = 630,30 müNN, maßgebliche Überströmungshöhe für Formgebung h = 1,1 m, Positionie- V d

rung der oberstromigen vertikalen Wand in einen Abstand von 2,15 m vom Scheitelpunkt der

Ausrundung der Seitenpfeiler in Vorbodenhöhe: Exakte Erfüllung des maßgeblichen Kriteriums für die Abflussleistung mit einem Abfluss von 25 m3/s bei einem Wasserstand im Stauraum auf

Höhe des Hochwasserstauziels Z = 631,40 müNN. H

• Herstellung der festen Überlaufschwelle aus Betonfertigteilen möglich, Sicherung gegen nach

oben gerichtete Vertikalkräfte erforderlich.

• Rückbau der Decke des Einlaufbauwerks: Vermeidung von zwar leistungssteigernden aber un-

kalkulierbaren Sogeffekten infolge der Decke durch mangelnde Luftzufuhr bei Abflüssen zwi- schen etwa 40 und 69 m3/s, die ab 60 m3/s mit Pulsationen einhergehen; bei noch größeren

Abflüssen ohne Decke größere Abflussleistung.

• Senkrechte Erhöhung der geneigten Seitenpfeiler und der Rückwand parallel zur Überlauf-

schwelle bis zur Dammkrone Z = 632,70 müNN: klar definierte Anströmungssituation der festen K

Überlaufschwelle ohne Störung durch die Überfallstrahlen über die Seitenpfeiler oder die Rück-

wand; bei einer optionalen künftigen Dammerhöhung Erhöhung der Seitenpfeiler und Rückwand

um mindestens das gleiche Maß.

Bei der Betrachtung des Überlastfalls für die gesamte HWE mit dem optimierten Einlaufbauwerk

und dem anschließenden geschlossenen Transportgerinne mit komplexer Geometrie zeigt sich

im Modellversuch, dass der „Flaschenhals“ im Transportgerinne kurz nach dem Gefällewechsel

vor dem zweiten Belüftungsschacht liegt. Bei höheren Abflüssen stößt der schießende Strahl dort

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 20

an die Decke und das Transportgerinne schlägt bei 70 m3/s ausgehend von dieser Stelle mit einem

rückschreitenden Wechselsprung bis zum oberen Ende des geschlossenen Gerinnes zu.

Im ersten Belüftungsschacht steht dann nach dem Erreichen eines stationären Abflusszustands

eine Wassersäule mit noch ausreichendem Freibord zur Schachtoberkante (etwa 80 cm). Unter-

strom des nicht eingestauten zweiten Belüftungsschachts bleibt der Freispiegelabfluss erhalten.

An der festen Überlaufschwelle des Einlaufbauwerks ist immer noch ein rückstaufreier Überlauf

gegeben. Der durch den Druckabfluss im geschlossenen Transportgerinne hervorgerufene Rück- stau an der festen Überlaufschwelle setzt erst ab etwa 73 m3/s ein. Demzufolge steigt die Leis-

tungskurve entsprechend der Druckabflussverhältnisse im Transportgerinne nun deutlich steiler

an, d.h. mit zunehmendem Abfluss über die HWE steigt der Wasserstand im Stauraum stark an. Bis etwa 72 m3/s stellt die Überlaufschwelle im Einlaufbauwerk den abflusslimitierenden Faktor für die HWE dar, ab etwa 73 m3/s das geschlossene Transportgerinne. Der maximale Abfluss über die HWE bei Kronenstau beträgt etwa 74 m3/s. Das Freibord der Wassersäule im eingestauten

ersten Belüftungsschacht bis zur Schachtoberkante ist dann noch etwa 50 cm groß. Unterstrom

des nicht eingestauten zweiten Belüftungsschachts ist weiterhin Freispiegelabfluss gegeben.

Beide Belüftungsschächte besitzen eine große Bedeutung und müssen erhalten werden. Ihre Er-

höhung ist ohne eine evtl. später notwendige Dammerhöhung nicht erforderlich, genauso wenig

wie ein weiterer Belüftungsschacht bzw. die Öffnung des verplombten dritten Belüftungsschachts.

Eine höhere Abflussleistung des geschlossenen Transportgerinnes durch ein Hinauszögern des

Zuschlagens könnte nur durch eine Beseitigung des Gefällewechsels vor dem zweiten Belüftungs-

schacht erreicht werden, was einem Komplettneubau der HWE gleichkommen würde.

Im Falle einer optionalen zukünftigen Dammerhöhung ohne Anpassungen an der HWE steigt die

Abflussleistung der HWE entsprechend der Druckabflussverhältnisse im geschlossenen Trans-

portgerinne. Bei einer gewählten Dammerhöhung um 2,3 m und einem entsprechend hohen Was- serstand im Stauraum steigt der Abfluss über die HWE auf 87 m3/s. Der erste Belüftungsschacht

müsste dann erhöht werden, da der Wasserstand in diesem Fall um 1,1 m über der bestehenden Schachtoberkante liegt und schon bei einem Abfluss von etwa 78 m3/s darüber ansteigt. Selbst bei einem Abfluss von 87 m3/s über die HWE ist der zweite Belüftungsschacht nicht eingestaut,

er müsste also nicht erhöht werden und es herrscht unterstrom Freispiegelabfluss. Auch dann ist

ein weiterer Belüftungsschacht bzw. die Öffnung des verplombten dritten Belüftungsschachts

nicht erforderlich.

Grundsätzlich gilt, dass die Energieumwandlung im Unterwasser einer wasserbaulichen An-

lage umso kritischer ist, je größer die spezifische Abflussbeaufschlagung der einzelnen Betriebs-

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Hochwasserentlastungsanlage Windachspeicher - Versuchsbericht 21

einrichtungen ist und je niedriger der Unterwasserstand. Dies hat sich auch für den Windachspei-

cher in zahlreichen Modellversuchen für die verschiedenen Lastkombinationen von HWE, Be-

triebsauslass (BA) und Grundablass (GA) bestätigt. Als maßgeblicher kritischer Lastfall wurde die alleinige Beaufschlagung der HWE bei Kronenstau mit einem Abfluss von 74 m3/s identifiziert. Die

Energieumwandlung im Istzustand ist hier klar am schlechtesten und verbesserungsbedürftig. Die jeweils alleinige maximale Beaufschlagung des BA mit 25 m3/s und des GA mit 7,5 m3/s sind

dagegen als unkritisch zu beurteilen. Jede Kombination von zwei oder drei Betriebseinrichtungen

hat durch den höheren Unterwasserstand eine bessere Energieumwandlung zur Folge.

Bei der Optimierung des Tosbeckens von HWE und GA für den maßgeblichen kritischen Lastfall

konnte in zahlreichen Versuchen mit Störkörperreihen auf oder zwischen den beiden bestehenden

Schwellen im Tosbecken und mit einer Zahnreihe auf der Endschwelle keine signifikante Verbes-

serung der Energieumwandlung erzielt werden. Schließlich ergab sich durch einen eher unkon-

ventionellen und vergleichsweise kleinen vertikalen „Leitkeil“ an der rechten Seitenwand des Tos-

beckens unmittelbar oberstrom der ersten Schwelle (siehe Beilage 3) eine völlig andere, hinsicht-

lich der Energieumwandlung deutlich bessere Strömungssituation im Tosbecken. Der Leitkeil ver-

bessert deutlich die räumliche, dreidimensionale Wirkung des Tosbeckens. Dementsprechend

turbulenzärmer und ruhiger erfolgt der Abfluss im Unterwasserbecken, so dass der Strömungs-

angriff auf Sohle und Ufer deutlich reduziert ist. Der Leitkeil stellt eine sehr effiziente Verbesserung

der Energieumwandlung dar. Er hat auch in den anderen Lastfällen eine positive Wirkung. Auf

den Leitkeil wirken sehr große dynamische Kräfte, die eine entsprechende Verankerung erfordern.

Eine Erhöhung der Begrenzungsmauern des Tosbeckens ist nicht erforderlich, ein gewisser Kolk-

schutz im Unterwasserbecken allerdings schon. Der Kolkschutz sollte aus Wasserbausteinen mit

Kantenlängen um die 50 cm bestehen (mindestens 45 cm) und auf einem etwa 20 m langen Ab-

schnitt im unmittelbaren Anschluss an das Tosbecken von HWE und GA eingebaut werden. Die

vorhandenen Kolkschutzsteine können verwendet werden. Der Kolkschutz ist aber mindestens

zweilagig und der Übergang in den Untergrund filterstabil aufzubauen. Dann kommt es auch bei

einer länger anhaltenden Belastung des Kolkschutzes im maßgeblichen kritischen Lastfall zu kei-

nen Erosionserscheinungen im Kolkschutz.

Durch das optimierte Tosbecken von HWE und BA (Leitkeil) und den verbesserten Kolkschutz im

Unterwasserbecken ist selbst im maßgeblichen kritischen Lastfall wie in allen anderen Lastkom-

binationen bei der Beaufschlagung von HWE, BA und GA eine sehr gute Energieumwandlung im

Unterwasser des Windachspeichers gegeben. Das Tosbecken des BA funktioniert im Istzustand

völlig problemlos und kann so belassen werden.