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Mitteilungen 231

1. 5 4 Kalibrierungsvorgehen Die beiden Kalibrierungsmethoden 1 und 2 sind je unterteilt in eine Kalibrierung des hydraulischen Modells und eine Kalibrierung des Geschiebetransportmodells Im kom pakten Kanal wird davon ausgegangen dass die Wandreibung einen massgebenden 107 5 Simulation Aufweitung Laborversuch Einfluss auf den Abfluss und die Sohlschubspannungen hat die Sohle aber keine Form rauheit aufweist In der Aufweitung hingegen wird von geringem Wandreibungseinfluss ausgegangen Aufgrund des weiten Profils ist mit Bankstrukturen und deshalb mit zu s tzlicher Sohlen und Formrauheit zu rechnen wie dies durch HUNZINGER 1998 und ZARN 1997 beobachtet wurde Abschnitt 5 3 Die Hydraulik wird f r den idealisierten Gleichgewichtszustand der Laborversuche nach abgeschlossener Entwicklung des L ngsprofils kalibriert Das L ngsgef lle der unbeweglichen Sohle im numerischen Modell entspricht dem mittleren Endgef lle der Laborversuche Jg 3 77 o und Ja 5 02 o Idealerweise wird angenommen dass das Gef lle in den beiden Abschnitten Kanal und Aufweitung jeweils konstant ist F r das Erreichen der mittleren Normalabflusstiefen aus dem Laborversuch hx 0 05 m und ha 0 026 m werden die Strickler Beiwerte kalibriert Die Strickler Beiwerte der Sohle ber cksichtigen sowohl Korn als auch Formrauheit Kanal und Aufweitung werden unabh ngig voneinander kalibriert Das Geschiebemodell wird mit
2. Abb 7 26 L ngsprofil der Sohle im Ausgangszustand und nach station rem Abfluss H bis zum Gleichgewichtszustand mit Aufweitung und Sohlschwelle D Aufweitung mit gleichzeitiger Entfernung der Schwelle Wird die Sohlschwelle mit der Realisierung der Aufweitung entfernt stellt sich nach Ablauf eines Abflusszyklus das in Abb 7 27 gezeigte mittlere L ngsprofil ein Die Sohleneintiefung unterhalb der Aufweitung wird nicht mehr durch die Sohlschwelle abgeschw cht In diesem Fall schreitet sie bis unterhalb der Ausgangssohle im Unter wasser fort Am Ende des Abflusszyklus liegt die Sohle auf dem Niveau der Ausgangs sohle im Unterwasser Entsprechend kommt es im Unterwasser zu keinen massgeben den Sohlenver nderungen Durch das steile L ngsgef lle in der Aufweitung kommt die Sohle im Oberwasser nur wenig unterhalb die Ausgangssohle zu liegen Die maximale Sohleneintiefung bei km 20 0 betr gt 0 28 m Ein Vergleich der Modellierungen mit Abb 7 25 und ohne Schwelle Abb 7 27 zeigt dass die Sohle im Oberwasser nach einem Abflusszyklus ohne Schwelle 0 45 m tiefer zu liegen kommt als mit Schwelle Die Schwelle wirkt auch mit realisierter Aufweitung stabilisierend Ausgangstopographie Q 2002 2009 Mit Aufweitung Sohlschwelle entfernt Abb 7 27 L ngsprofil der Sohle im Ausgangszustand und nach einem Abflusszyklus O 2002 2009 mit Aufweitung und entfernter Sohlschwelle 196 7 8 Sohlschwe
3. Jh o 1 7 bk m 48 Damas m 107 EX oben m 1000 Lip uam m 800 dm mm 21 bis 25 Geschiebe HQ m s 1572 HO m s 727 HO _ m s 1065 Perimeter In Abb 6 3 sind die Abgrenzungen und die Orthophotos des Untersuchungsperimeters an der Thur bei Altikon abgebildet Der 4 km lange Perimeter ist in vier Abschnitte unterteilt und wird durch zwei Sohlenbefestigungen begrenzt Abb 6 2 Tab 6 2 130 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur Letztere sind eine Sohlenanreicherungsstrecke am oberen Rand und die Z rcher Schwelle am unteren Rand Die Sohlenanreicherungsstrecke wurde durch Beigabe von Grobkomponenten unterhalb des Feldistegs 2003 erstellt und sch tzt die Flusssohle vor Erosion Die Z rcher Schwelle wurde 1978 als starres Bauwerk gebaut und weist eine Absturzh he von ca 0 4 m auf FLUSSBAU AG 2005 Im numerischen Modell wird der Perimeter zus tzlich um eine Vorlaufstrecke oberhalb des Feldistegs und eine Auslauf strecke unterhalb der ZH Schwelle erg nzt um die Randeinfl sse minimal zu halten Obere Aufweitung Untere Aufweitung Sohlenan reicherung Zulaufkanal Schwelle 3 L E Vile 0 02 061 c Bl GO LL Abb 6 2 Schematische Unterteilung des Untersuchungs Perimeters in einzelne Ab schnitte Tab 6 2 Abschnitte und Fixpunkte des Untersuchungsperimeters km ZH Bezeichnung 21 7 bis 21 4 Anreicherungsstrecke unterhalb des Feldis
4. Abb 6 31 2D Bestvalidierung modellierte mittlere Sohle von 2009 im Vergleich zur Ausgangssohle 2002 und der vermessenen Sohle 2009 mit Ox 0 04 Eine alternative Variante zur Steigerung der Geschiebetransportkapazit t ist die Erh hung des pauschalen Geschiebetransportfaktors f Mit f 1 entspricht MPM Vorfaktor 8 wird im Zulaufkanal das mittlere L ngsprofil gegen ber der Ausgangsva lidierung vgl Abb 6 30 abgesenkt Abb 6 32 In der Aufweitung ist kaum ein Ein fluss zu sehen und entsprechend liegt dort die Sohle nach wie vor tendenziell zu hoch Mit dieser Variante wird kein gleich gutes Resultat erzielt wie mit der Anpassung von Oer 164 6 6 2D Modellierung Topo 2002 Topo 2009 modelliert Topo 2009 vermessen 21 20 19 18 x km S Abb 6 32 2D Alternativvalidierung modellierte mittlere Sohle von 2009 im Vergleich zur Ausgangssohle 2002 und der vermessenen Sohle 2009 mit fy 1 6 6 3 Einfluss Turbulenzmodell In den Grundlagenversuchen zur Sohlschubspannungsverteilung Kapitel 4 und in der Simulation der Aufweitung im Laborversuch Kapitel 5 wurde aufgezeigt dass der Einfluss der B schungsreibung im 2D Modell mit Hilfe des Turbulenzmodells und einer Korrektur der B schungsrauheit in kompakten Profilen gut ber cksichtigt wird Diese Untersuchungen wurden alle an symmetrischen und einfachen Geometrien durch gef hrt F r die Simulation der Aufweitung Altikon Kapitel 6 wurde das
5. 65 0 004 7 E ey 55 0 040 45 35 k Wallisch 1990 k mit Gleichung 2 9 0 400 k Wallisch 1990 25 0 5 10 15 20 Oberfl chenbeschaffenheit Nr 1 19 Abb 2 4 Vergleich der Mittelwerte von den in WALLISCH 1990 angegebenen Wer tebereichen f r kg und ks f r die Oberflachenbeschaffenheiten aus Tab 2 1 Zus tzlich ist der aus k berechnete ks Wert dargestellt Ein Vergleich der Strickler Beiwerte f r unterschiedliche Oberfl chenbeschaffenheiten in Abb 2 4 einmal aus den Angaben in Tabellenwerken und einmal aus den k Werten berechnet zeigt eine gute bereinstimmung Die Umrechnung gem ss Gleichung 2 9 von k zu Ag und umgekehrt kann innerhalb des gebr uchlichen Rauheitsbereichs ange wandt werden Die Differenz zwischen kg nach WALLISCH 1990 und nach Gleichung 2 9 ist in keinem Fall gr sser als 3 m s Einkorn Geschiebetransport nach MEYER PETER amp M LLER 1948 Aus umfangreichen Modellversuchen in Laborrinnen von 0 15 bis 2 0 m Breite im Gef llebereich von 0 04 bis 2 3 leiteten MEYER PETER amp M LLER 1948 die folgen de Geschiebetransportformel ab MPM Formel 1 5 des Ss RS 8 s l d 5 s 1 koir wobei qs die spezifische Geschiebetransportkapazit t in m sm Rp der hydraulische 1 5 2 10 Sohlenradius vgl Gleichung 2 23 s s p die relative Sedimentdichte und ps 2650 kg m die Sedimentdichte ist Die dimensionslose kritische S
6. Kalibrierung wird f r zwei F lle mit unterschiedlichen Korndurchmessern durchgef hrt wobei der Streubereich der Korngr ssenangaben dm des Geschiebes ber cksichtigt wird Fall 1 d 21 mm mit Oer 0 055 berechnet nach VAN RIN 1984 Fall 2 d 24 5 mm mit a 0 050 Abb 6 11 zeigt den Zusammenhang zwischen Q 78 89 Qs ref 78 89 und O 78 89 exempla risch f r einen ausgew hlten Zeitabschnitt 0 10 v D g 600 E O Ff po oT S ref 100 ei 400 A Q ret 83 0 05 200 o baat 10 00 15 20 25 t Tage Abb 6 11 Zusammenhang zwischen Qqs s9 Qs ret 78 89 und Qs 78 89 dargestellt f r einen kurzen Zeitabschnitt f r Fall I mit d 21 mm und f 0 83 Die beste bereinstimmung von modellierter und gemessener mittlerer Sohlenver nde rung zwischen 1978 und 1989 wird f r Falll mit f 0 83 und f r Fall2 mit fr 0 85 erreicht Abb 6 12 In der Natur blieb die mittlere Sohle ber die 12 Jahre nahezu unver ndert In keinem Querprofil wurde eine Ver nderung gr sser als 27 cm gemessen Diese Tendenz wurde f r beide F lle auch im Modell erreicht Im untersten Perimeterbereich sind die Abweichungen zwischen Vermessung und Modellierung am auff lligsten aber nach wie vor gering Sie d rften durch den Modellrand zustande gekommen sein und sind f r die Absch tzung des Geschiebeeintrags am oberen Perime terrand nicht entscheidend Das mittlere j hrliche eingetragene Geschiebevolumen betr gt 24 900 m a Fa
7. oO oO SF oo oO 60 40 O 2Df 5 kswa kalibriert mit TM 20 O 2Df 5 Kan kalibriert mit T f 0 50 40 30 20 10 50 40 30 20 10 Kat wo m s Kst w 1D m s Abb 4 27 Abflusstiefe h links und SF rechts in Abh ngigkeit von ksi mit dem 1D Modell und mit dem 2D Modell mit TM fr 5 und gleichzeitig korri gierter Boschungsrauheit ks 2p Um zu berpr fen ob die Korrektur der B schungsrauheit in Kombination mit dem Turbulenzmodell im 2D Modell eine robuste L sung ist und ob der Einfluss der B schungsreibung mit dieser L sung auch f r andere Profilrelationen resp Abfl sse zu vergleichbaren Resultaten von A und SF im 1D und 2D Modell f hrt werden diver se Profilrelationen modelliert F r die drei Rauheitskombinationen 1 2 und 3 in Abb 4 27 rechts wird Q jeweils auf Q 24 5 m s reduziert 16 des Referenzabflusses resp auf Q 253 m s erh ht 164 Die Profilrelation wird dadurch erh ht resp verringert F r alle drei Rauheitskombinationen glatte Boschung 1 homogene Rau heit 2 und raue B schung 3 ist kst 30 m s und kstw 2p gegen ber ks n jeweils um 10 m s reduziert Abb 4 28 stellt f r alle drei F lle die 1D und 2D Resultate von h und SF gegen ber Die Abflusstiefen im 2D Modell stimmen in allen F llen sehr gut mit dem 1D Modell berein Die Abweichungen liegen bei maximal 4 Die Ab weichungen A SF im 2D Modell gege
8. 152 6 5 1D Modellierung Abb 6 18 vergleicht die Differenz der mittleren Sohlenlage 2009 in der Natur und im Modell Beide Kurven verlaufen hnlich und verdeutlichen die bereinstimmenden Sohlenver nderungen in der Aufweitung Sohlendifferenz vermessen 2002 2009 Sohlendifferenz modelliert 2002 2009 a e e ia e e e eo 21 20 19 18 x km eee i es E Abb 6 18 Vermessene und modellierte Sohlendifferenz zwischen Topographie 2002 und 2009 f r Fall 2 mit Qx a 0 040 1D Bestvalidierung vgl Abb 6 15 Abb 6 19 zeigt f r einen ausgew hlten Zeitabschnitt die Kote der mittleren modellier ten Sohlenlage bei km 20 0 in Funktion der Zeit und die Abflussganglinie Darin enthal ten sind die grossen Hochwasserabfl sse der Jahre 2005 bis 2009 Zus tzlich mit Drei ecken markiert sind die Zeitpunkte und mittlere Kote der Topographievermessungen von 2005 2007 und 2009 Interessant ist dass mit dem Hochwasser die Sohle deutlich erodiert wird und nicht gleich w hrend des abfallenden Asts der Hochwasserganglinie wieder auflandet sondern erst mit den n chstfolgenden kleineren Hochwassern Es dauert eine gewisse Zeit bzw es werden einige Abfl sse gt 100 m s ben tigt bis die Erosion wieder r ckg ngig gemacht ist und der Kolk wieder verf llt ist Es k nnte also entscheidend sein ob die Topographievermessung im Nachgang eines grossen Hochwassers unmittelbar nach dem Ereignis durchgef hrt wird od
9. Die Thur entspringt an der S dflanke des S ntis und entw ssert ein 1756 km grosses Einzugsgebiet in der Ostschweiz verteilt auf die Kantone Appenzell St Gallen Thur gau und Z rich Im 19 Jahrhundert pr sentierte sich die Thur als morphologisch vielsei tiges Gew sser mit grossen M andern und teils weit verzweigten Flussabschnitten Im 20 Jahrhundert wurde die Thur ber weite Strecken zu Hochwasserschutzzwecken stark korrigiert kanalisiert und begradigt Abb 6 1 Gegen Ende des 20 Jahrhunderts wur den im Unterlauf der Thur lokale Revitalisierungsmassnamen mit lokalen Aufweitungen umgesetzt In vielen Bereichen wurden Buhnen zur Sicherung der Ufer resp der Hoch wasserschutzd mme angeordnet In gewissen Abschnitten wurde die Erosion der Ufer 129 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur durch eigendynamische Ver nderungen zugelassen Eine dieser Aufweitungen ist die lokale Aufweitung bei Altikon Sie besteht aus zwei aneinandergef gten Aufweitungen die mehrheitlich k nstlich durch Aushubarbeiten erstellt und seit 2002 regelm ssig vermessen wurden Tab 6 1 gibt einen berblick ber wichtige Kenngr ssen der Thur bei Altikon Abb 6 1 Hochwasserabfluss zwischen Uesslingen und Altikon an der Thur am 1 Juni 2013 um 12 40 Uhr Q 939 m s Abflussmessstation Andelfingen Blick gegen die Fliessrichtung in Richtung Uesslingen Photo Kapo ZH Tab 6 1 Kenngr ssen der Thur bei Altikon
10. ber der Situation ohne Aufweitung um einen Betrag angehoben der sich aus der Gef l 185 7 Praxisbezogene Fragestellungen ledifferenz zwischen Kanal und Aufweitung und multipliziert mit der Aufweitungsl nge ergibt Ausgangssohle Mit Aufweitung Ohne Aufweitung 1000 0 1000 x m Abb 7 18 L ngsprofile der Ausgangssohle und der Gleichgewichtssohle mit und ohne Aufweitung unter Annahme eines Geschiebedefizits von 50 abgedndert nach SAMELI 2012 F r unterschiedliche Geschiebedefizite ist in Abb 7 19 der Sohlenversatz aufgetragen Mit gr sserem Geschiebedefizit nimmt der Sohlenversatz zu Diese Zunahme steht im Zusammenhang mit den angepassten Gef lleverh ltnissen Durch die Reduktion des Geschiebeeintrags nehmen die L ngsgef lle im Kanal und der Aufweitung ab jedoch unterschiedlich stark Das Gef lle im Kanal reagiert st rker auf den Geschieber ckgang als jenes in der Aufweitung Entsprechend vergr ssern sich die Gef lledifferenz und dementsprechend auch der Sohlenversatz AH AH m 0 50 AQ 100 Abb 7 19 Sohlenversatz in Abh ngigkeit des Geschiebedefizits abge ndert nach SAMELI 2012 Die Aussagekraft obiger Untersuchungen wird durch starre Randbedingungen stark beeintr chtigt Das Sedimentdepot im Oberwasser und die Entfernung des unteren Fixpunkts z B spielen eine wesentliche Rolle f r den zeitlichen Ablauf der Prozesse 186 7 7 Station rer Abfluss als verein
11. lung festgestellt worden 44 2 3 Flussaufweitungen Ausgangssohle Endsohle mit Aufweitung Endsohle ohne Aufweitung Abb 2 12 Skizze der Sohlenentwicklung im Beispiel 1 f r die Situation mit und ohne Aufweitung Ausgangslage Gleichgewichtszustand Kanal Starkes Ge schiebedefizit nach HUNZINGER 1998 Ausgangssohle Endsohle mit Aufweitung AU D o Je Abb 2 13 Skizze der Sohlenentwicklung im Beispiel 2 f r die Situation mit Aufweitung Ausgangslage Gleichgewichtszustand Kanal Starkes Geschiebedefizit und Deckschicht latente Erosion nach HUNZINGER 1998 Der Ticino weist im Vergleich zur theoretisch vorhandenen Geschiebetransportkapazit t eine um 15 bis 20 reduzierte Geschiebezufuhr auf Mittels numerischer Berechnungen wurde erkannt dass eine maschinell erstellte Aufweitung im heutigen Zustand des Ticino mit einem deutlichen bergeordneten Geschiebedefizit die Sohlenerosion ober und unterhalb der Aufweitung nicht stoppen kann VAW 2004 Im Gegenteil die modellierte Aufweitung f hrt insbesondere oberstrom sogar zu einer verst rkten Eintie fung der Sohle gegen ber der modellierten Entwicklung ohne Aufweitung Abb 2 14 Sowohl die Berechnungen von HUNZINGER 1998 als auch die Simulationen des Ticino VAW 2004 zeigen dass die bergeordnete Gerinneeintiefung aufgrund eines defizit ren Geschiebetransports nicht gestoppt werden kann Die Untersuchung am Ticino deuten sogar darauf hin dass
12. 0 5 E gt x m Abb 5 9 Endtopographie im Erweiterungsbereich der 2D EK Modellierung 115 5 Simulation Aufweitung Laborversuch 5 6 Kalibrierungsmethode 2 Das Ziel dieser Methode ist es das 1D und 2D Modell ausgehend von bereinstim menden Sohlenrauheiten zu kalibrieren Im 2D Modell werden daf r das Turbulenzmo dell angewendet und die B schungsrauheit gegen ber dem 1D Modell zus tzlich ange passt Diese Kalibrierungsmethode orientiert sich teilweise an der im Abschnitt 5 2 beschriebenen 2 Punkt Kalibrierung f r heterogene Rauheitsverteilung Ein wesentli cher Unterschied ist dass im Gegensatz zum Idealfall mit zwei Wasserst nden in die sem Beispiel nur die Wasserst nde eines Abflusses verf gbar sind Die Geometrie des Untersuchungsbeispiels bestehend aus einem kompakten und unmittelbar anschliessen den weiten Profil erm glicht aber dennoch ein hnliches Kalibrierungsvorgehen wie in Abschnitt 5 2 beschrieben Weil angenommen wird dass die Kornrauheit der Sohle und die Rauheit der Wand sowohl im kompakten Profil Kanal als auch im weiten Profil Aufweitung identisch sind wird die Kalibrierung nicht mit einem Profil und zwei unterschiedlichen Abfl ssen sondern mit zwei unterschiedlichen Profilen aber mit nur einem Abfluss durchgef hrt Entsprechend k nnen f r die beiden Profile je eine mittle re homogene Profilrauheit und ausgehend davon s mtliche heterogenen Rauheitskom binationen bestimmt werden
13. 872 m s f hrt wie auch die 1D Modellierung zu einer guten bereinstimmung mit den aufgenommenen Hochwasserspuren Abb 6 29 Tab 6 8 Resultierende Parameter aus der hydraulischen 2D Kalibrierung ks b K ks b a kst w fr 1 3 1 3 1 3 m s m s m s 36 32 5 26 15 162 6 6 2D Modellierung HW Spuren Topo 2002 21 20 19 18 x km A n ee Abb 6 29 Hydraulische 2D Kalibrierung Vergleich der mittleren Wasserspiegel Wsp und Energielinie E Linie mit den Hochwasserspuren von 2002 6 6 2 2D Validierung L ngsprofil mit Aufweitung 2002 2009 Die Parameter f r die 2D Ausgangsvalidierung werden aus der 1D Bestvalidierung bernommen und f r die Hydraulik mit den oben diskutierten Anpassungen ks w 26 m s und fr 5 erg nzt Tab 6 9 wird vorerst nicht lokal angepasst sondern f r den ganzen Perimeter gleich dem Wert im 1D Kanal gesetzt 9 0 05 Die Abfluss und Geschiebeganglinie am oberen Modellrand entsprechen den Annah men aus der 1D Modellierung f r die Validierungsperiode 2002 2009 Es wird nur Fall 2 mit d 24 5 mm weiter verfolgt Mit der 2D Ausgangsvalidierung resultiert das mittlere Langsprofil von 2009 in Abb 6 30 In der Aufweitung und vor allem im unteren Teil des Zulaufkanals liegt die mittle re Sohle ber der vermessenen Topographie Die Geschiebetransportkapazit t im Zu laufkanal reicht nicht aus um das eingetragene Material we
14. Q 600 m s Q 1200 m s 0 Q 1800 m s 2 1000 0 1000 x m Abb 7 10 Sohlenl ngsprofil der Ausgangskonfiguration und des Gleichgewichtszu stands f r unterschiedliche Q abge ndert nach SAMELI 2012 ur Ausgangssohle L 250m L 500m L 750m La 1000m La 1500 m 1000 0 1000 x m Abb 7 11 Sohlenl ngsprofil der Ausgangskonfiguration und des Gleichgewichtszu stands f r unterschiedliche La abge ndert nach SAMELI 2012 rm m w _ _ 0 500 1000 Ly m Abb 7 12 Sohlenversatz AH und Sohlenanhebung Az im Oberwasser in Abh ngigkeit von Lx links und von rechts abge ndert nach SAMELI 2012 181 7 Praxisbezogene Fragestellungen rm m w 0 10 20 30 d mm 0 1000 Q m s Abb 7 13 Sohlenversatz AH und Sohlenanhebung Az im Oberwasser in Abh ngigkeit von d links und von QO rechts abge ndert nach SAMELI 2012 7 5 Zeitliche Entwicklung der Sohlenver nderungen im OW und UW Mit Referenzmodell A wurde die zeitliche Entwicklung des Langsprofils bestimmt und anhand der beiden Kolke im Oberwasser und Unterwasser fiir die Parameter der Aus gangskonfiguration dargestellt Abb 7 14 Der Kolk im Oberwasser erreicht nach t 48 h eine maximale Tiefe von 0 34 m der Kolk im Unterwasser nach t 71 h eine maximale Tiefe von 1 9 m Danach werden beide Kolke wieder verf llt und die Sohle hebt sich im Unterwasser bis auf
15. Biel COLEBROOK C F WHITE C M 1937 Experiments with fluid friction in roughened pipes Proc of the Royal Society of London Series A Vol 161 367 387 CRUFF R W 1965 Cross channel transfer of linear momentum in smooth rectangular channels U S Geological Survey Paper 1592 B B1 B26 CuI Y PARKER G 2005 Numerical Model of Sediment Pulses and Sediment Supply Disturbances in Mountain Rivers J Hydr Eng 131 8 DA SILVA A M A F 1991 Alternate Bars and Related Alluvial Processes Thesis of Master of Science Queen s University Kingston Ontario Canada DE CACQUERAY N HARGREAVES D M MORVAN H P 2009 A computational study of shear stress in smooth rectangular channels J Hydr Res 47 1 50 57 DE VRIES M 1966 Application of Luminophores in Sandtransport Studies Delft Hydraulics Laboratory Publication No 39 DENZLER L 2014 Trinkwassergewinnung und Revitalisierung von Gew ssern Zielkonflikte bei Flussaufweitungen TEC21 46 2014 DITTRICH A 1998 Wechselwirkung Morphologie Str mung naturnaher Flie gew s ser Mitteilung des Instituts f r Wasserwirtschaft und Kulturtechnik der Uni versit t Karlsruhe TH Heft 198 DITTRICH A HAMMANN DE SALAZAR K HARTMANN G SOYEAUX R 1996 Wider standsverhalten geradliniger gegliederter Gerinne Wasserwirtschaft 86 10 502 506 DJAJADI R 2009 Comparative Study of Equivalent Manning Roughness Coefficients for C
16. Dazu wurden fr 5 kst 103 m s bereinstimmend mit dem Experiment resp mit dem 1D Modell und ksiw 76 m s zus tzlich erh hte B schungsrauheit gew hlt Die tiefengemittelte Geschwindigkeitsverteilung folgt grunds tzlich den experimentellen Resultaten mit Ausnahme der b schungsfussnahen durch Sekund rstr mungen bedingten lokalen Maxima Die Untersuchung der unterschiedlichen F lle best tigt dass mit dem 2D Modell unter Anwendung des Turbulenzmodells mit fr 5 und zus tzlicher Kalibrierung und Erh hung der B schungsrauheit die laterale Geschwindigkeits und Sohlschubspannungs verteilung in kompakten Gerinnen so widergegeben werden kann dass die resultieren den mittleren Gr ssen mit dem 1D Modell konsistent sind und die laterale Verteilung mit experimentellen Untersuchungen vergleichbar sind 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze 4 5 1 berblick Die beiden Reibungsans tze im 1D und 2D Modell werden im Trapez und Rechteck profil f r diverse Parametervariationen auf ihre Sensitivit t gepr ft Ausgehend von einem Referenzfall werden der Einfluss der Wandreibung der B schungsneigung der Gitteraufl sung des Turbulenzmodells und der Profilrelation auf die Randschubspan nungsverteilung und die mittleren Randschubkr fte der Teilbereiche betrachtet Der Fokus liegt dabei auf relativen Unterschieden resp auf dem Vergleich zwischen dem 2D und dem 1D Modell Der Referenzfall auf den sich
17. ber die untere Randbedingung f r 52 3 2 2D Modell Geschiebetransport wird s mtliches Geschiebe das den unteren Rand erreicht aus dem Perimeter ausgetragen 3 2 2D Modell 3 2 1 Hydraulik Im Gegensatz zum 1D Modell liegen dem 2D Modell strukturierte oder unstrukturierte Rechengitter mit einzelnen Drei oder Viereck Zellen zu Grunde f r die in jedem Zeit schritt s mtliche Berechnungen durchgef hrt werden Die Rechengitter basieren auf dem dual mesh Ansatz mit separaten Rechengittern f r die Hydraulik und den Ge schiebetransport VOLZ ET AL 2012 Da das Modellgebiet auf einzelne Zellen diskreti siert ist liegen f r die einzelnen Zellen keine Information zur bergeordneten Geomet rie vor So ist z B in einer einzelnen Zelle keine Information ber die lokale Gerinne breite vorhanden Entsprechend wird in jeder Zelle dem hydraulischen Radius die Ab flusstiefe zugewiesen R hi Abb 3 1 zeigt den schematischen Aufbau einer Zelle mit den wesentlichen Variablen 53 3 Verwendete numerische Modelle Wsp Z l oD 3 e gt a eS AS lt lt u 2 8 5 aa f fete f y ehehehehe p a SS g _ a es Z ee ae III tIIIIIIIIIG y a dDIIIIIIIIIIIG us IIIIIIIIIIIIIII Ma SIIIIIIIIIIIIIIIIG tt II IIS Abb 3 1 Schematische Darstellung des Zellaufbaus im 2D Modell abge ndert nach FAH 1997 Darin bedeuten hm Dick
18. gieliniengef lle in allen Teilbereichen gleich sind und dass die Trennlinien zwischen den Bereichen senkrecht zu den Isotachen Linien gleicher Geschwindigkeiten stehen und dadurch keine Reibung bertragen wird Einstein macht keine Aussage ber den exakten Verlauf der Trennlinie Der hydraulische Sohlenradius R zur Bestimmung der mittleren Sohlschubspannung wird nach Gleichung 2 23 bestimmt R ber cksichtigt den B schungseinfluss in kompakten Gerinnen durch Gewichtung der unterschiedlichen Rauheitskoeffizienten Asti mit den entsprechenden benetzten Umf ngen P A R j32 POOR 2 23 Die Berechnung der mittleren Sohlschubspannung Tom erfolgt dann mit Tom PZR Sp 2 24 Unterscheiden sich die Rauheitskoeffizienten innerhalb des Querschnitts nicht d h handelt es sich um eine homogen verteilte Rauheit so reduziert sich Gleichung 2 23 zu R A P R A P R Approximation nach KNIGHT ET AL 1992 Ausgehend von vielen experimentellen Datens tzen parametrisierten KNIGHT ET AL 1992 die empirische Beziehung in Gleichung 2 25 Sie ist f r str menden Abfluss in glatten und rauen Trapezprofilen mit homogen und heterogen aufgeteilter Rauheit und f r unterschiedliche B schungsneigungen g ltig Sie wird als neues Berechnungsver fahren von der Landesanstalt f r Umweltschutz Baden W rttemberg empfohlen LF 2002 und ist detailliert in DITTRICH 1998 ausformuliert SF C e SF 100 SF 2 25 mit
19. wieder erlebbar ist Aufweitungen als multifunktionale Massnahmen werden immer h ufiger eingesetzt Teilweise werden sie auch nur als rein kologische Kompensation f r ein technisches Bauwerk eingesetzt Und gerade in diesen F llen wenn eine Aufweitung nur einen kologischen Zweck zu erf llen hat sind s mtliche Nebenwirkungen einer Aufweitung dennoch zu pr fen es sind dies die Auswirkungen auf den Geschiebehaushalt auf das L ngsprofil ober und unterstrom sowie innerhalb der Aufweitung auf den Hochwas serspiegel und auch auf die lokalen Ablagerungen und Str mungsumlenkungen inner halb der Aufweitung Von aktueller Bedeutung ist die Revision des Bundesgesetzes vom 11 Dez 2009 ber den Schutz der Gew sser Gew sserschutzgesetz GSchG Mit dieser Anpassung wird der Begriff Revitalisierung neu im Gesetz verankert und wie folgt definiert Wieder 1 1 Projektierung im Flussbau fr her und heute herstellung der nat rlichen Funktionen eines verbauten korrigierten berdeckten oder eingedolten oberirdischen Gew ssers mit baulichen Massnahmen Unter anderem umfasst die Revitalisierung auch den Geschiebehaushalt Artikel 43a und sieht vor dass der Geschiebehaushalt im Gew sser durch Anlagen nicht so ver ndert wer den darf dass die einheimischen Tiere und Pflanzen deren Lebensr ume der Grund wasserhaushalt und der Hochwasserschutz wesentlich beeintr chtigt werden Mit dem Inkraft
20. Berichte des BWG Serie Wasser Nr 5 Bundesamt f r Umwelt BAFU Bern VOLZ C ROUSSELOT P VETSCH D FAEH R 2012 Numerical modelling of non cohesive embankment breach with the dual mesh approach J Hydr Res 50 6 587 598 WALLISCH S 1990 II quivalente Sandrauheiten und Stricklerbeiwerte fester und beweglicher Str mungsberandungen In Hydraulische Methoden zur Erfas sung von Rauheiten DVWK Schriftenreihe Heft 92 ed Schr der R C M WEICHERT R 2006 Bed morphology and stability of steep open channels Mitteilun gen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 192 H E Minor ed ETH Z rich WONG M PARKER G 2006 Re analysis and correction of bedload relation of Mey er Peter and Muller using their own database J Hydr Eng 132 11 1159 1168 Wyss C R RICKENMANN D FRITSCHI B TUROWSKI J M WEITBRECHT V BOES R M 2015 Measuring bedload transport rates by grain size fraction using the Swiss plate geophone signal at the Erlenbach J Hydr Eng accepted YANG S Q LIM S Y 1997 Mechanism of energy transportation and turbulent flow in a 3D channel J Hydr Eng 123 8 684 692 YEN B C 2002 Open channel flow resistance J Hydr Eng 128 1 20 39 YUEN K W H 1989 A study of boundary shear stress flow resistance and momen tum transfer in open channels with simple and compound trapezoidal cross sec tions PAD Thesis Universit
21. DAOI anO a E E E EE E E A in EE Ao da a a Ir v UTE ZS Rt ae ee ses ns Sees BEE xi DSA ee Se ee bd a en a Sr Ds eke a Sr u xiii Symbole und Abk rzungen nee erkennt XV TO EMMA Ci GG sissies areires tiesinis iieri eseis 1 1 Projektierung im Flussbau fr her und heute 2002200220nsennennnensnensnnnnnnnennennonnennnennnnnnen 1 1 2 Motivation und Ziele der Arbeit aniei raion 22 2 222 8224 22 REE an sn Bra 4 1 3 Gliederung der Arbeit 22 uenneneneitnnennssnnennunnunanmesarnnmese 6 2 MPU OM ess sed cbs ssiacs cacesueev es lasccecesdecuhesidassonevigeeessnesesgeas assess aesuesd oust vevessestccussoeecvesdu eh 2 1 Thematische Abgrenzung ennseseitnnena E EE E E E e EI SEE io EE i 9 2 2 Gefinnestr MUNE nu tiesi teii Aii eaS i EE aA ia EEEE E evs ode E EE TEE EEE E EE aE 10 2 2 1 Normalabiluss onnie n n askin in ae ake aoa lee A ae EE NS 10 222 SekundarstrOmuny 2 soediccseve sasedes cecch gecesi E E e E Ea E Ei E a E 11 2 23 Profilrelation reenn n REER ER on spp 13 2 2 4 Abfluss und Geschiebetransportberechnung eeseessseeessseseessesersssessesstsreseesessrsressesees 15 2 2 5 Randschubspannungsverteilung s s sesseeseseeeseeeesseeeesseserseseesessteressesesesreseeseenesseeeessesees 24 23 I Flussaufweit n geinn E A E a A EO E A eee 33 23 1 Eunktionund Ziel s scree ee eiin a E EEEE nei mE 33 2 3 2 Hydraulische Prozesse un ni E EOE EE ERIE RE a ees 35 2 3 3 Mo rp
22. Das Querprofil ist in ein zelne Vierecks oder Dreieckszellen mit L nge Ax unterteilt Die Zellbreite betr gt im B schungsbereich bwe we wall cell im Sohlenbereich gt c cell und die ussersten Randzellen der Sohle weisen die Breite bu bc boundary cell auf Ein Rechteckprofil ist ein Spezialfall des Trapezprofils Mit a 90 sind die B schun gen senkrecht und werden deshalb als W nde bezeichnet Im numerischen 2D Modell das auf finiten Volumen basiert kann eine senkrechte Wand nicht mit einem Element abgebildet werden Die auf die Grundebene projektierte Fl che einer senkrechten Wand 64 4 2 Definitionsskizzen mit Berechnungsbeispiel w rde gleich Null In vielen Modellen werden deshalb f r Rechteckprofile oft reibungs freie W nde angenommen Gerade in kompakten Profilen gehen dadurch wesentliche Reibungseinfl sse verloren und die Sohlschubspannungen werden bersch tzt BASEMENT erm glicht die Ber cksichtigung von Wandreibung bei senkrechten W n den nach dem Ansatz von BRUFAU amp NAVARRO 2000 Dabei nimmt die Zellbreite by der ussersten Zellen der Sohle welche an die senkrechten W nde angrenzen eine besondere Rolle ein Abschnitt 3 2 1 BASEMENT gibt die Wandschubspannung nicht als explizite Gr sse aus sondern nur die Sohlschubspannung Zur Bestimmung der totalen Wandschubkraft Tw wird in dieser Arbeit die Differenz zwischen der totalen Randschubkraft 7 aus der Gleichgewichtsbe tracht
23. Die reduzierte Profilbreite reduziert auch das Gef lle welches zwischen dem Normalabflussgef lle im Kanal und dem Normalabflussgef lle in der Aufweitung liegt Wasserspiegelverlauf in der Erweiterung Auffallend in den Labordaten ist der Verlauf des Wasserspiegels und der Ener gielinie kurz vor Beginn der Aufweitung Es zeigt sich ein leichter Aufstau des Abflusses der sich ber den Erweiterungsbereich hinaus erstreckt Dieser Ver lauf des Wasserspiegels wird mit dem numerischen Modell nicht abgebildet Im numerischen Modell ist kein weitreichender Einfluss der Erweiterung auf den 5 7 Diskussion und Fazit Wasserspiegel erkennbar die Hydraulik passt sich sehr schnell an die neue Ge ometrie an e Lage der Sohle Wasserspiegel und Energielinie in der Aufweitung S mtliche numerisch modellierten L ngsprofile der mittleren Sohlenlage in der Aufweitung liegen bezogen auf den gemeinsamen Referenzpunkt im Versatz tiefpunkt unterhalb des mittleren L ngsprofils des Laborversuchs Die Abwei chung betr gt ungef hr 3 mm und damit gleich viel wie bei der Versatzh he Die Ursache d rfte in der Mittelbank unterstrom der Erweiterung liegen die mit tie fengemittelten Ans tzen im numerischen Modell nicht gleich ausgepr gt abge bildet werden kann wie im Labor Entsprechend bildet sich auch keine Staukur ve oberstrom davon aus die zu einer Anhebung des Wasserspiegels f hrt Im numerischen Modell f llt die Versatzh he deshalb ger
24. und Habitatverbesserungen Daneben haben Aufweitungen zum Teil den Zweck fort schreitender Sohlenerosion entgegenzuwirken oder Wasserspiegellagen zu kontrollie ren Von grossem Interesse ist vor allem die Langzeitentwicklung der mittleren Sohlen lage welche in engem Zusammenhang mit den vorliegenden Rahmenbedingungen steht z B dem bergeordneten Geschieberegime den Hochwasserereignissen oder dem Geschiebeeintrag Dr Berchtold hat die Langzeitentwicklung der mittleren Sohlenlage in kiesf hrenden Fl ssen infolge einer lokalen Flussaufweitung mit dem numerischen Modellierungstool BASEMENT analysiert Wesentliche Ziele seiner Dissertation sind die Auswirkungen des Geschiebehaushalts auf die Prozesse in der Aufweitung sowie deren Effekt auf den Flusslauf ober und unterstrom Weitere Schwerpunkte der Arbeit sind die unterschied lichen Anwendungsgrenzen der ein 1D und zweidimensionalen 2D Modellierung hinsichtlich lokaler Flussaufweitungen die Komplexit t und Sensitivit t unterschiedli cher Systemgr ssen sowie die Wichtigkeit von soliden Kalibrierungsdaten Eine wichti ge Grundlage f r die Arbeit war deshalb die Kalibrierung des numerischen Modells anhand sowohl eines Laborversuchs als auch der Aufweitung Altikon an der Thur im Naturmassstab Ein besonderes Augenmerk wird in dieser Arbeit dem Vergleich der 1D und 2D Modellierung geschenkt Dr Berchtold zeigt u a auf wo die Chancen aber auch Grenzen und Einschr nkungen der numer
25. verf gbarer Spezialans tze suggeriert zwar eine hohe Genauigkeit erlaubt aber nicht die Sensitivit t des Resultats gegen ber der Variation unterschiedlicher Stellgr ssen zu verstehen Das 2D Modell ist deutlich komplexer und ben tigt detailliertere lokale Grundlagendaten f r die Kalibrierung wie Gel ndemodell Kornverteilung oder Rauheit Die 1D Modellierung f hrt hingegen zu einem bewussteren Umgang mit unsicheren 208 Schlussfolgerungen und Ausblick Rahmenbedingungen und f rdert das grunds tzliche Verst ndnis f r die ablaufenden Prozesse Die Wahl eines 2D Modells wird dann relevant wenn lokale Ph nomene im Vorder grund stehen wie z B detaillierte morphologische Entwicklungen lokale Seitenerosi onsprozesse oder weitr umige Ausuferungen berflutungen also Problemstellungen die mit einem 1D Modell nicht modelliert werden k nnen Stehen f r kologische Fragestellungen die Sortierprozesse im Vordergrund sind fraktionierte Mehrkornmodel le notwendig Hydraulische und morphologische Aspekte von Aufweitungen Wird eine Aufweitung gebaut indem s mtliches Material auf das Niveau der bestehen den Sohle ausgehoben wird weist die Aufweitung gegen ber dem vorherigen Zustand eine gr ssere Abflusskapazit t auf Die Wasserspiegel liegen in der Aufweitung tiefer als im Kanal was eine Beschleunigung im Erweiterungsbereich mit Kolkbildung zur Folge hat Abschnitt 2 3 2 und Kapitel 7 Die tieferen Wasserspiegel
26. 0 35 0 70 26 5 14 28 HY 0 46 0 65 50 3 77 0 35 0 69 26 5 02 2D EK 0 46 0 66 49 3 76 0 35 0 66 26 5 02 27 MK 0 46 0 66 50 3 74 0 35 0 66 26 5 32 28 Der Verlauf der mittleren Langsprofile der Sohle und des Wasserspiegels ist fiir die 1D und 2D Modellierung sowie fiir den Laborversuch in Abb 5 7 dargestellt Es sind nur die Resultate aus der EK Modellierung dargestellt da im mittleren Langsprofil keine Unterschiede zwischen der EK und MK Modellierung zu erkennen sind Die Abwei chungen zwischen Modell und Labor beschr nken sich auf die Sohlenversatzh he und die Form des Versatzverlaufs Die Sohlenversatzh he wird im numerischen Modell leicht untersch tzt ungef hr 10 Der Versatz wird im 1D Modell deutlich abrupter abgebildet als im 2D Modell Im 2D Modell erstreckt sich der Versatz ber eine l ngere Distanz und stimmt damit gut mit der Form im Laborversuch berein Dennoch liegt in beiden F llen ID und 2D die mittlere Sohle in der Aufweitung etwas tiefer als im Laborversuch Der Grund daf r d rfte im unterschiedlichen Verlauf des Wasserspiegels im Erweite rungsbereich liegen Im Labor bildet sich im Bereich 1 m lt x lt 2 m eine leichte Stau kurve die kontinuierlichen Verluste verringern sich und auch das Energieliniengef lle wird reduziert Die Staukurve r hrt m glicherweise von der abgelagerten Mittelbank bei x 2 m her Abb 5 8 links Weder mit dem
27. 9 und die laterale Ge schwindigkeits und Sohlschubspannungsverteilung in Abb 4 29 zeigen dass der Ein fluss der Wandreibung verh ltnism ssig gering ist Die Beziehungen in Abb 4 30 ver anschaulichen dass im 2D Modell eine nderung der Wandrauheit im Vergleich zum 1D Modell kaum einen Einfluss hat W hrend durch eine Erh hung der Wandrauheit von kw 40 auf kst y 20 m s die Abflusskapazit t im 1D Modell um 19 und die 89 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Geschiebetransportkapazit t um 42 abnimmt nehmen diese im 2D Modell lediglich um 5 resp um 9 ab Im Gegensatz zum Einfluss der B schung im Trapezprofil ist der Einfluss der Wandrei bung im Rechteckprofil massgeblich durch die Rechengitteraufl sung gesteuert siehe unten Tab 4 9 Zusammenstellung der Resultate aus dem 1D und 2D Modell f r unter schiedliche Wandrauheiten im Rechteckprofil h 3m 1D 2D Sohle Wand um Tom Q Ty SF Gb Q Ty SF Gy m s m s m s N m m s N m kg s m s N m kg s 30 40 2 93 70 131 9 1051 79 307 139 3 1102 183 339 30 30 2 73 63 122 9 946 71 257 136 4 1065 80 324 30 20 2 37 51 106 5 763 58 177 132 9 1026 77 309 u m s t N m sw 20 m s w7 30 m s lt r 40 m s kw 20 m s kaw 7 30 m s k 40 m s 8 4 0 4 yim 8 8 4 0 4 yim 8 Abb 4 29 Laterale Geschw
28. AG 2005 Diese Differenz k nnte auf den Zustand latenter Erosion in Natur zur ckzuf hren sein der in dieser Untersuchung nicht abgebildet werden konnte Mit dem Mehrkornmodell wurde f r den Kalibrierungszeit raum von 1978 1989 ein j hrlicher Geschiebeeintrag erzielt der besser mit den Anga ben in der Geschiebehaushaltstudie bereinstimmt als der mit Einkorn ermittelte Auch wenn das Mehrkornmodell zwar nicht den Zustand latenter Erosion abbilden kann f hrte die Ber cksichtigung von fraktioniertem Transport dazu dass bei kleineren Ab fl ssen nur feinere Fraktionen transportiert wurden Dies f hrte zu einer hnlichen Entwicklung des L ngsprofils wie mit dem Einkornmodell jedoch bei einer geringeren Geschiebefracht Mit der Modellvalidierung wurde die Entwicklung des mittleren Sohlenl ngsprofils von 2002 bis 2009 reproduziert Dabei ging es haupts chlich um die korrekte Abbildung der mittleren Sohlenlage im Aufweitungsbereich Die Geschiebeganglinie f r die Validie rungsperiode wurde mit Hilfe der Geschiebefunktion definiert Sowohl im 1D als auch im 2D Modell wurde 4 gegen ber dem im Programm automa tisch bestimmten Wert nach VAN RIJN 1984 von 0 055 auf 0 050 im 1D Modell und auf 0 040 im 2D Modell reduziert In Anlehnung an das Ersatzgerinneverfahren nach ZARN 1997 wurde im 1D Modell lokal in der Aufweitung weiter reduziert Oza 0 040 um dadurch effektiveren Geschiebetransport in konzentrierten Teilgerin nen
29. Abflusskorridor mit gen gend Geschiebetransport und Abflusskapazit t im Hochwasserfall geschaffen werden Die Kanalisierung f hrte vielerorts zur beabsichtigten Landgewinnung und zur erh hten Abflusskapazit t Aufgrund der rasch vergr sserten Geschiebetransportkapazit t im kanalisierten Fluss und des gleichzeitig stark reduzierten Geschiebeaufkommens aus dem Einzugsgebiet infolge starken Erosionsschutzes und Geschieber ckhalts in den Seitenzufl ssen f hrte die fortschreitende Tiefenerosion im Fluss mit der Zeit zu Stand sicherheitsproblemen von Uferbefestigungen und Br ckenfundationen Gleichzeitig verursachte die Eintiefung ein Absenken des Grundwasserspiegels im Umland Zus tz lich beschleunigt wurde dieser Prozess durch die stark zunehmenden Kiesentnahmen im Flusslauf f r die Bauwirtschaft Um einer weiteren Tiefenerosion entgegen zu wirken wurden die Gerinne durch starre Absturzbauwerke punktuell fixiert z B mittels Beton schwellen oder Blockrampen Nachdem es in den letzten Jahrzehnten in breiten Teilen der Bev lkerung zu einem stark ausgepr gten Umweltbewusstsein gekommen ist wird die kologie im Hochwas serschutz und allgemein im Fluss und Wasserbau wieder st rker gewichtet Gestreckt verlaufende kanalisierte Fliessgew sser sollen kologisch wieder aufgewertet die Wanderbewegung von Fischen und Gew sserorganismen wieder erm glicht und den Leitlinien des Bundes Mehr Raum den Fliessgew ssern Folge gel
30. Beiwert KNIGHT ET AL 1992 konnten zeigen dass mit zunehmender Fr Zahl SF abnimmt Der Einfluss ist aber so geringf gig dass er insbesondere in praktischen Anwendungen vernachl ssigbar bleibt 100 75 SF 50 glatte Wand k Ksp 10 m s homogen Regs Kotv raue Wand Ku Kan 10 m s 25 0 5 10 15 PJP Abb 4 4 Verallgemeinerung von SF Einstein Approximation nach der Einstein Approximation in Abh ngigkeit der Profilrelationen f r homogen verteilte Rauheit und f r heterogen verteilte Rauheit mit Rauheitsdifferenzen zwi schen B schung und Sohle von Aks 10 m s Ein Vergleich von SF in Abh ngigkeit von der Profilrelation f r homogen verteilte Rauheit im Rechteckprofil f r alle drei Approximationen ist in Abb 4 5 links f r Py Pw lt 15 dargestellt Die unterschiedlichen Approximationen liegen alle sehr nahe beieinander Die Guo amp Julien Approximation mit Ber cksichtigung der Sekund rstr mung und die empirisch hergeleitete Knight Approximation stimmen vollst ndig ber ein Im Vergleich dazu wird die mittlere Sohlschubspannung ohne Ber cksichtigung der Sekund rstr mung geringf gig bersch tzt und mit der Einstein Approximation eben falls ohne explizite Ber cksichtigung der Sekund rstr mung geringf gig untersch tzt Die maximale Abweichung der Einstein Approximation gegen ber der Knight Approximation wird f r Py Py 5 erreicht und betr gt lediglich 4
31. Delft Hydraulics Report Q679 KHODASHENAS S R ABDERREZZAK K E K PAQUIER A 2008 Boundary shear stress in open channel flow a comparison among six methods J Hydr Res 46 5 598 609 217 Literaturverzeichnis KINOSHITA R 1967 An analysis of the movement of flood waters by aerial photog raphy Photographic Surv 6 3109 3116 KIRCHHOFER M BREITENSTEIN M 2010 Schwall Sunk Wesentliche Beeintr chti gungen und Gegenmassnahmen Pr sentation WasserAgenda 21 14 Juni 2010 Solothurn Wasser Fisch Natur WFN G mmenen KIRONOTO B GRAF W H 1992 Turbulence characteristics in rough uniform open channel flow Rapport Annuel Laboratoire de Recherches Hydrauliques Ecole Polytechnique F d rale de Lausanne KNIGHT D W 1981 Boundary shear in smooth and rough channels J Hydraul Div 107 7 839 851 KNIGHT D W 2013 River hydraulics a view from midstream J Hydr Res 51 1 2 18 KNIGHT D W DEMETRIOU J D HAMED M E 1984 Boundary shear in smooth rectangular channels J Hydr Eng 110 4 405 422 KNIGHT D W SHIONO K 1990 Turbulence measurements in a shear layer region of compound channel J Hydr Res 28 2 175 196 KNIGHT D W AL HAMID A A I YUEN K W H 1992 Boundary shear in differen tially roughened trapezoidal channels In Falconer RA Shiono K Mathew RGS editors Hydraulics and environmental modeling Estuarine and river waters Ashgate Pu
32. Entwicklung des L ngsprofils konnte nach Anpassung des transportwirksamen Parame ters Or erfolgreich reproduziert werden Modellwahl Die beiden Untersuchungsbeispiele zeigen dass f r grossr umige Langzeit Modellierungen von Geschiebetransport in nat rlichen Fl ssen die Wahl zwischen Ein oder Mehrkornmodell entscheidender ist als die Wahl zwischen 1D oder 2D Modell Fl sse sind gepr gt durch komplexe Prozesse wie instation re Abfl sse Kornsortie rung Deckschichtbildung Geschiebedefizit oder latente Erosion die nur mit Hilfe unterschiedlicher Mehrkornans tze ansatzweise l sbar sind Damit lassen sich Geschie betransportvolumina besser absch tzen Abschnitt 6 7 Liegen hingegen Angaben zu den bergeordneten transportierten Geschiebevolumina vor lassen sich relative Ver n derungen ausgehend von einem kalibrierten Modell auch mit Hilfe einer Einkornmodel lierung prognostizieren sowohl mit einem 1D als auch mit einem 2D Modell F r die Prognose der mittleren Sohlenentwicklung inner ober und unterhalb einer lokalen Aufweitung eignet sich sowohl das 1D als auch das 2D Modell Zur Simulation des bergeordneten Geschiebehaushalts eines ganzen Flussabschnitts sollten Zust nde latenter Erosion infolge Deckschichtbildung ber cksichtigt werden Die Wahl des Mo dells muss auf das individuelle Problem abgestimmt werden Eine Verwendung eines 2D Modells mit m glichst grosser Anzahl Kornfraktionen und Anwendung s mtlicher
33. Horben A Alpenrhein Felsberg 20 Emme Aefligen Utzenstorf Thur Altikon E Moesa Grono bih O Suze Sonceboz A G rbe Belp Minster Euthal D Birse Moutier L tschine Gsteig 1 10 100 Hochwasserwahrscheinlichkeit Jahre Abb 1 2 Zusammenhang zwischen dem Verh ltnis b h im Kanal und der Hochwas serwahrscheinlichkeit f r verschiedene Schweizer Fl sse mit Aufweitungen Ziele der Arbeit sind folgende Punkte e Bewertung der flussbaulichen Massnahme Flussaufweitung hinsichtlich ihrer Wirkungsweise unter Einbezug des bergeordneten Geschiebehaushalts und Er fassung ihrer Robustheit gegen ber weitr umigen Ver nderungen und usseren Einfl ssen 1 Einleitung e Aufzeigen der f r den Geschiebetransport massgebenden Unterschiede zwischen der eindimensionalen 1D und zweidimensionalen 2D numerischen Modellie rung insbesondere auch im Hinblick auf den Einfluss der Wandreibung in kom pakten Profilen e Diskussion ob grunds tzlich eine zweidimensionale 2D Modellierung einer eindimensionalen 1D Modellierung vorzuziehen ist oder ob f r lokale Aufwei tungen in kanalisierten Fl ssen die 1D Modellierung ausreicht respektive hin sichtlich der Robustheit sogar von Vorteil ist e Ausarbeitung eines Kalibrierungskonzepts zur Erstellung konsistenter Modelle 1D und 2D Modell womit der Geschiebetransport und die mittlere Sohlen entwicklung ausgehend von glei
34. Kalibrierung wird kein Turbulenzmodell angewendet e In der zweiten Methode werden f r die Sohlenrauheiten in beiden Modellen 1D und 2D die gleichen Strickler Beiwerte angenommen und der Geschiebetrans port mit bereinstimmenden Transportmodellen modelliert BERCHTOLD ET AL 2014b Dieses Vorgehen basiert auf der in Abschnitt 5 2 beschriebenen 2 Punkt Kalibrierung welche f r das Beispiel angepasst wird vgl Abschnitt 5 6 F r die 2D Kalibrierung wird das Turbulenzmodell angewendet Ziel ist es mit der ersten Methode aufzuzeigen welche Fehleinsch tzung bez glich des Geschiebetransports gemacht wird falls die unterschiedlichen Reibungsans tze im 1D und 2D Modell nicht korrekt ber cksichtigt werden Mit der zweiten Methode soll ein Kalibrierungsvorgehen f r Prognosesimulationen aufgezeigt werden das erlaubt im 1D und 2D Modell gleiche Sohlenrauheiten einzusetzen z B falls Sohlenrauheit aufgrund der Kornzusammensetzung bestimmt wird und das gleiche Geschiebetrans portmodell anzuwenden 5 2 2 Punkt Kalibrierung blicherweise wird die Kalibrierung eines numerischen Modells zur Nachbildung eines Flusslaufs mit Geschiebetransport unterteilt in eine Kalibrierung der Hydraulik und eine 101 5 Simulation Aufweitung Laborversuch Kalibrierung des Geschiebetransportmodells Bei der hydraulischen Kalibrierung wer den f r gemessene Wasserspiegellagen eines Ereignisses z B Hochwasserspuren die entsprechenden Rau
35. Konzept mit Turbulenzmodell und korrigierter B schungsrauheit bernommen Es f hrte zu guten Resultaten Der Einfluss dieses Konzepts auf den Wasserspiegel bei der Kalibrierung der Hydraulik wurde aufgezeigt vgl Abb 6 28 Die Korrektur der B schungsrauheit ver nderte den Wasserspiegel weit st rker als eine Ver nderung von fr Ob fr einen Einfluss auf die laterale Geschwindigkeits und Sohlschubspannungsverteilung auch in komplexer nat rlicher Geometrie mit einem gr sseren b h Verh ltnis als im Labor hat und ob das Turbulenzmodell auch die Entwicklung der Sohlenlage ver ndert wird im Folgenden gepr ft In den Laborversuchen war im Kanal bx h 6 in der Aufweitung ba h 29 In der Thur ist das b h Verh ltnis abh ngig vom Durchfluss und bei Abfluss auf den Vorl n dern zudem nicht klar definiert F r einen Abfluss der gerade noch im Hauptgerinne abfliesst Q 430 m s lt HQ ist im Kanal bx h 17 und in der Aufweitung 29 lt ba h lt 45 F r HQ lt Q lt H ist das Vorland berflutet wobei dann 12 lt bg h lt 16 und 20 lt ba h lt 30 ist Die Thur ist demnach weniger kompakt als der Kanal in den Laborversuchen Entsprechend geringer d rfte die Wirkung des Turbulenzmodells sein 165 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Im Querprofil km 20 4 wird f r den bordvollen Abfluss Q 430 m s der Wasserspie gel und die Verteilung der Sohlschubspannung f r drei unterschiedliche Parameterkon fig
36. Kornzusammensetzung abzulei ten Die Versatzbildung im numerischen Modell unterscheidet sich von derjenigen im La borversuch unabh ngig von der Kalibrierungsmethode Im Folgenden werden einige auffallende Punkte diskutiert 126 Versatzh he Mit Definition der Versatzh he s nach HUNZINGER 1998 wird diese mit dem numerischen Modell um 3 bis 4 mm resp um ungef hr 10 untersch tzt Versatzform Die Sohlenlage ver ndert sich im 1D Modell sehr abrupt im 2D Modell mode rat Im ID Modell liegt der Versatz exakt innerhalb der Erweiterungsl nge Die Sohlenver nderung ist im ersten Profil der Aufweitung abgeschlossen Von dort an stellt sich entsprechend der Geometrie in der Aufweitung sofort Normalab fluss ein Im 2D Modell bildet sich der Versatz viel moderater und erstreckt sich ber den eigentlichen Erweiterungsbereich hinaus Entsprechend bildet das 2D Modell den im Labor beobachteten Verlauf der mittleren Sohlenlage im Erweite rungsbereich besser ab Der Grund f r die unterschiedliche Versatzform liegt un ter anderem in der lateralen Fliessbewegung von Wasser und Geschiebe die im 1D Modell nicht ber cksichtigt wird Im Labor und im 2D Modell breitet sich der Abfluss nur langsam aus mit einem Ausbreitungswinkel der kleiner ist als der Erweiterungswinkel der seitlichen starren Berandung HUNZINGER 1998 Im Str mungsschatten der ausbreitenden Str mung wird Material abgelagert welches das Abflussprofil lokal einengt
37. Mass nahmen TM mit korrigierter B schungsrauheit zu den gew nschten Resultaten und zu einem robusten Modell f hrt Damit kann der Einfluss der B schung auch mit anderen Abfl ssen resp Profilrelationen gut reproduziert werden F r die Modellierungsvariante Prognose mit vorgegebenem Q und kst wurden ausge hend vom Referenzfall systematische Modellierungen f r unterschiedliche B schungs rauheiten kg durchgef hrt Ziel war es mit dem 2D Modell bereinstimmende h und SFp wie mit dem 1D Modell zu erhalten Dazu wurde im 2D Modell mit TM fr 5 und ohne TM fr 0 modelliert und kstw 2p gegen ber ks w n korrigiert 86 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze Die 1D Modellierung f r Q 154 6 m s f r variable ks f hrt mit zunehmender B schungsrauheit zu einer gr sseren Abflusstiefe A Abb 4 26 links und zu einer gerin geren prozentualen Sohlschubspannung SF Abb 4 26 rechts Die 2D Modellierung mit gleichen kstw wie im 1D Modell reproduziert den B schungsreibungseinfluss in beiden F llen ungen gend sowohl ohne Turbulenzmodell fr 0 als auch mit Turbu lenzmodell fr 5 Die B schungsreibung f hrt nicht zum gleichen Anstieg von h wie im 1D Modell Abb 4 26 links Entsprechend wird in beiden F llen auch SF ber sch tzt Abb 4 26 rechts Soll die B schungsreibung im 2D Modell ohne Turbulenzmodell zu gleichen Wasser spiegeln wie mit dem 1D Modell f hren dann muss kst
38. Punkte Bei gros sen Profilrelationen breite und sehr breite Gerinne stimmen alle Approximationen sehr gut berein da sowohl die Sekund rstr mung als auch die B schungsreibung weniger ins Gewicht fallen Die Ursache f r die Abweichung zwischen der Einstein Methode und der Guo amp Julien Approximation ohne Sekund rstr mung im homogenen Fall liegt in der unterschiedlichen Bestimmung des f r die Sohlschubspannung massgeben den Teilabflussquerschnitts A Abb 4 5 rechts vergleicht f r beide F lle AA im Verh ltnis zur Profilrelation 67 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung 100 SI lt 80 60 Einstein Approximation Guo amp Julien 2005 ohne 40 Sekund rstr mung Einstein Approximation Guo amp Julien 2005 mit ee m 20 Guo amp Julien 2005 ohne Knight et al 1992 Sekund rstr mung 0 0 5 10 0 5 10 P Py Py Py Abb 4 5 Vergleich unterschiedlicher Approximationen f r homogene Rauheitsvertei lung im Rechteckprofil links Vergleich der Sohlenteilquerschnittfl chen f r unterschiedliche Profilrelationen im Rechteckprofil f r die Einstein Approximation und die Guo amp Julien Approximation ohne Ber cksichtigung von Sekund rstr mung rechts Die Knight Methode f r homogene Rauheitsverteilung basiert auf sehr vielen unter schiedlichen Datens tzen und ist somit breit abgest tzt F r heterogene Rauheitsvertei lung basiert die Approximation auf nur wenigen Daten von ALHAMID 199
39. Randbedingungen 40 2 3 Flussaufweitungen von HUNZINGER 1998 VAW 2004 und BERCHTOLD 2005 zusammengestellt Dis kutiert werden die Einfl sse von e Breitenverh ltnis ba bg zwischen dem aufgeweiteten und nicht aufgeweite ten Abflussquerschnitt e Transportauslastung des Flussabschnitts infolge des bergeordneten Geschiebe haushalts e Lange L der Aufweitung und e Entfernung der Aufweitung zum flussabw rts gelegenen Sohlenfixpunkt Wie im Rahmen der Machbarkeitsstudie zur Revitalisierung des Ticino VAW 2004 erkannt wurde gibt es auch einen Zusammenhang zwischen dem bergeordneten Ge schiebehaushalt und der Versatzh he in einer Aufweitung Ein solcher Zusammenhang konnte in physikalischen Modellversuchen ansatzweise best tigt werden BERCHTOLD 2005 Darin wurde aufgezeigt dass mit geringerer Geschiebezufuhr bei gleich bleiben dem Abfluss d h bei gr sserem Geschiebedefizit die Versatzh he zunimmt Im Fall einer reduzierten bergeordneten Geschiebetransportauslastung wird die prim r hydrau lisch bedingte Versatzh he um einen durch das Geschiebedefizit bestimmten Betrag vergr ssert Die Versatzh he alleine sagt also noch nichts ber die absoluten Lagen des Versatz hoch und Versatztiefpunkts aus Diese werden einerseits durch die lokalen Systeman passungen bedingt durch die Geometrie andererseits aber auch durch bergeordnete Anpassungen des Systems bestimmt Die absolute Lage des V
40. Spitzenabfluss eines 1 j hrlichen Hochwasserereignisses HQ am besten Die oben erw hnten Einfl sse auf die L ngsgef lle und insbesondere der Einfluss des Doppeltrapezprofils spielen bei instation ren Abfl ssen eine massgebende Rolle Ent sprechend sollten Prognosesimulationen auf instation ren Abfl ssen basieren Diese k nnen aus effektiv gemessenen Zeitreihen bestehen oder aus einer Aneinanderreihung charakteristischer Hochwasserganglinien mit unterschiedlichen Abflussspitzen 189 7 Praxisbezogene Fragestellungen 5 N mS aie HQ 2002 HQ5 HQ2 u Ausgangssohle Q 2002 2009 366 21000 20000 19000 18000 17000 Abb 7 21 Mittleres L ngsprofil mit einer Aufweitung im Gleichgewichtszustand f r die instation re Abflussganglinie Q002 2009 und f r unterschiedliche statio n re Abfl sse 7 8 Sohlschwelle mit lokaler Aufweitung ersetzen Mit dem Referenzmodell B werden vereinfachte F lle mit und ohne Schwelle im Kanal und in Kombination mit einer Aufweitung simuliert Fixe Absturzbauwerke sollen wo m glich zu Gunsten der Durchg ngigkeit f r Lebewesen entfernt werden Dient ein bestehendes Absturzbauwerk als Erosionsschutz der Flusssohle muss diese stabilisie rende Funktion durch eine andere Massnahme ersetzt werden Im Idealfall gelingt es die stabilisierende Wirkung mit einer lokalen Flussaufweitung zu gew hrleisten vgl Abschnitt 2 3 Wenn sich das L ngsgef lle in einer
41. Trennfl chen zwischen den Bereichen keine Reibung bertragen wird DJAJADI 2009 konnte in seinem Vergleich von unter schiedlichen Ans tzen mit Messungen aus Laborversuchen aufzeigen dass der Horton Einstein Ansatz im Vergleich zu anderen Ans tzen gut mit den Versuchsresultaten berein stimmt pP P 2 3 2 8 Ea k St m St i mit P benetzter Umfang des Teilgerinnes i kst Strickler Beiwert des Teilgerinnes i i Anzahl Teilgerinne Vergleich Universelle Fliessformel und GMS Formel Ein Vergleich der GMS Formel und des logarithmischen Ansatzes unter Beriicksichti gung unterschiedlicher Proportionalit tskonstanten zeigt dass mit der GMS Formel f r relative Uberdeckungen 30 lt R d lt 400 eine gute bereinstimmung resultiert Abb 2 3 Im Fall von kleineren hydraulischen berdeckungen ist mit der GMS Formel ein geringer Genauigkeitsverlust von weniger als 10 zu erwarten falls folgende Bedin gungen erf llt sind NAUDASCHER 1992 5 lt R ks lt 100 f r Re gt 40 000 5 lt R k lt 250 f r Re gt 200 000 mit der Reynoldszahl Re u h v 2 Grundlagen F r noch kleinere relative berdeckungen f hrt der logarithmische Ansatz zu deutlich besseren Resultaten Dennoch res miert WALLISCH 1990 dass der Strickler Beiwert als vom hydraulischen Radius unabh ngig betrachtet werden kann und dieser damit ein brauchbares Rauheitsmass darstellt Insbesondere auch deshalb weil in den meiste
42. Turbulenzmodells im 2D Modell auf den Wasserspiegel die Sohl schubspannungsverteilung und die mittlere Sohlenlage f llt gering aus Ein Verzicht auf 170 6 7 Diskussion und Fazit das Turbulenzmodell in diesem Anwendungsbeispiel w re gerechtfertigt Die dadurch in der Hydraulik wegfallenden Reibungsverluste k nnten stattdessen durch Anpassung der Stricklerbeiwerte kompensiert werden ohne dass dabei Os massgeblich ver ndert wird 171 7 Praxisbezogene Fragestellungen 7 1 Ziel und Inhalt In Anlehnung an die Aufweitung Altikon an der Thur werden systematische eindimen sionale numerische Untersuchungen zu praktischen Fragestellungen durchgef hrt Dazu geh ren e Zeitliche Entwicklung des L ngsprofils und Endzustand im Gleichgewicht f r unterschiedliche Aufweitungsl ngen La Breitenverh ltnisse 8 Korngr ssen d und Abfl sse O e Einfluss eines reduzierten Geschiebeeintrags e Vereinfachung der instation ren Abflussganglinie mit station rem Abfluss e Ersatz einer bestehenden Sohlschwelle durch eine lokale Aufweitung e Auswirkungen einer zus tzlichen oberstromigen Aufweitung auf das mittlere L ngsprofil wobei der Abstand zwischen bestehender und zus tzlicher Aufwei tung variiert wird e bergeordnete Effekte wenn die Aufweitung nicht vollst ndig ausger umt sondern das Aushubmaterial in der Aufweitung belassen wird Die Untersuchung wird mit zwei unterschiedlichen Referenzmodellen A un
43. Wasserspiegel im 1D Modell im 2D Modell mit fr 5 und im Laborversuch je f r den Gleichge wichtszustand o Wsp Labor Wsp 2Df 2 z m 0 05 Sohle Labor Sohle 2D f 2 Sohle 2D f 5 0 05 i gt 10 5 0 5 10 x m Abb 5 13 Mittleres L ngsprofil der Sohle und des Wasserspiegels des Gleichge wichtszustands im Laborversuch und in der 2D Modellierung f r fr 2 und fr 5 F r ein Querprofil im Kanal x 7 m und ein Querprofil in der Aufweitung x 10 m sind die laterale Verteilung von u und 4 in Abb 5 14 sowie die lokale spezifi sche Geschiebetransportkapazit t g f r die einzelnen Zellen im 2D Modell in Abb 5 15 f r fr 5 dargestellt Die Resultate aus der 1D Modellierung sind zum Vergleich ebenfalls dargestellt Es wird deutlich dass die Wandreibung zusammen mit dem Turbulenzmodell die Ge schwindigkeits und Sohlschubspannungsverteilung beeinflusst Der Einfluss f llt im Kanal deutlich st rker aus als in der Aufweitung Entsprechend ist auch die Geschiebe transportkapazit t in Kanalmitte deutlich gr sser als in Wandn he Es findet ein konzen trierter Geschiebetransport in Gerinnemitte statt Folglich steigt die Sohle gegen die Seitenw nde hin leicht an und nimmt dadurch eine konkave Form ein In Abb 5 16 ist 122 5 6 Kalibrierungsmethode 2 f r 10 Querprofile im Kanal die Sohle relativ zur minimalen Sohlenkote aufgetragen In allen Querpro
44. aber nie verschwindet b Sohlenbreite h Abflusstiefe Weiter erl utern sie dass die Sekund rstr mung im ganzen Gerinnequerschnitt von den ussersten Kreisstr mungs zellen induziert und diese wiederum durch turbulente Effekte verursacht werden 2 Grundlagen Je ausgepr gter die B schungsrauheit gegen ber der Sohlenrauheit ist umso weiter ragen die beiden Rand Kreisstr mungszellen in den Querschnitt und beeinflussen dadurch das Geschwindigkeitsfeld Form und Lage der beiden am Rand bereinander angeordneten Kreisstr mungszellen im Trapezprofil reagieren sehr sensitiv auf die Neigung der B schung Die geneigte B schung f hrt zu einer zus tzlichen Kreisstr mungszelle und ver ndert die Form und Lage der beiden anderen Randkreisstr mungs zellen TOMINAGA ET AL 1989 Dadurch wird die Schubspannungsverteilung entlang der seitlichen Berandung heterogen Die maximale B schungsschubspannung tritt in der N he des B schungsfusses auf BLANCKAERT ET AL 2010 Die Sohlschubspannungen werden durch die Sekund rstr mung in B schungsn he reduziert Erst gegen die Gerin nemitte hin in einer Entfernung von der B schung von ungef hr der zweifachen Ab flusstiefe nimmt die Sohlschubspannung ein erstes Mal auf ein lokales Maximum zu TOMINAGA ET AL 1989 Auf die brigen Sekund rstr mungsmuster in Gerinnemitte hat die Neigung der B schung keinen deutlichen Einfluss Die allgemeine Grundstruk tur bleibt in allen F llen bes
45. best tigt ist die Wissenschaft noch heute uneins welche Ans tze sich am besten eignen Ein wichtiger Grund daf r liegt darin dass die Schubspannung als Gr sse nicht direkt messbar ist Eine Zusammenstellung diverser Ans tze f r die Berechnung der Sohlschubspannungs verteilung sowie ein berblick ber eine Auswahl an experimenteller Datens tze mach ten KHODASHENAS ET AL 2008 Sechs ausgew hlte Berechnungsmethoden wurden mit experimentellen Daten verglichen Alle Ans tze hatten ihre Vor und Nachteile und eigneten sich f r bestimmte Konstellationen mehr oder weniger Ein favorisierter An satz der f r alle Profilrelationen Rauheitskombinationen und Profilformen einsetzbar ist wurde auch von diesen Autoren nicht ausgemacht ANSARIET AL 2011 zeigten dass der Einfluss der zus tzlichen Terme f r die Ber ck sichtigung der Sekund rstr mung nur in Profilen mit b h lt 8 massgebend wird Zur Frage ob die Ber cksichtigung der Sekund rstr mung im Hinblick auf Geschiebe transport berhaupt relevant wird vergleichen OMRAN amp KNIGHT 2010 experimentelle Daten mit Berechnungen nach der Methode von KNIGHT amp SHIONO 1990 mit Sie stellten fest dass trotz genauerer Ber cksichtigung der Sekund rstr mungen in der Hydraulik die Geschiebetransportraten aus den experimentellen Versuchen nicht besser vorausgesagt werden konnten Ihre Begr ndung daf r liegt in den begrenzten M glich keiten der empirischen Geschi
46. bilden und der Fluss kann so in einem Zustand latenter Erosion verharren und trotz grossen Abfl ssen mit theoretisch grossem Geschiebetransportpo tential kaum Geschiebe mit sich f hren Trotzdem kann laufendes Geschiebe transpor tiert werden und lokal zu Auflandungen f hren Um solche komplexe Bedingungen abbilden zu k nnen m ssen die vorhandenen Ans tze weiter entwickelt werden Eine erneute Kalibrierung der Aufweitung Altikon in der Thur mit Ber cksichtigung latenter Erosion und ein Vergleich der aufsummierten Geschiebeeintragsvolumina mit vorhandenen Geschiebehaushaltsstudien w rde Aufschluss dar ber geben wie massge bend Sortierprozesse in diesem Fall sind Es w rde sich auch zeigen ob die in dieser Arbeit gemachten Anpassungen der kritischen Sohlschubspannung f r den Kanal und die Aufweitung dadurch ihre Funktion verlieren w rden oder ob diese nach wie vor notwendig w ren 211 Schlussfolgerungen und Ausblick Monitoring in der Natur zur Verbesserung des Prozessverst ndnisses Die numerische Modellierung eignet sich f r die Nachmodellierung von bekannten Zust nden und ausgehend davon zur quantitativen sowie qualitativen Beurteilung von geplanten Massnahmen Rein hydraulische Prozesse k nnen mit hoher Genauigkeit vorausgesagt werden Die Prognose von Auswirkungen aufgrund von Geschiebetrans port ist mit gewissen Unsicherheiten behaftet Die Belastbarkeit nimmt mit der Unsi cherheit der Datengrundlage und der Rand
47. ckhalten von Geschiebe als tempor rer Sedimentspeicher Je nach Verlauf einer Hochwasserganglinie kann diese Pufferwirkung im Unterwasser zu einer Abschw chung eines Geschiebe berschusses oder aber auch zu einer Verst rkung eines Geschie bedefizits f hren Langfristig gesehen ist im Fall eines bergeordneten Geschiebedefi zits auch die Aufweitung und die darin entstandene Gerinnemorphologie der generellen Rotationserosion Abb 2 12 resp bei weit entferntem Fixpunkt der allgemeinen Paral lelerosion unterworfen Bei Erosion hat ein verzweigtes Gerinne weniger aktive Teilge 43 2 Grundlagen rinne als im Gleichgewichts oder Auflandungszustand MARTI 2006 Im Extremfall konzentriert sich der Abfluss auf ein tief eingeschnittenes Einzelgerinne Damit w rde die kologisch wertvolle Strukturvielfalt verloren gehen In zwei fiktiven Beispielen simulierte HUNZINGER 1998 die mittlere Sohlenentwick lung infolge einer maschinell erstellten Aufweitung mit dem numerischen 1D Programm MORMO HUNZIKER 1995 SCHILLING amp HUNZIKER 1995 und verglich sie mit der Sohlenentwicklung f r den Kanal ohne Aufweitung In beiden Beispielen wird von einem ausgeglichenen L ngsprofil ausgegangen dessen Gef lle dem Gleichge wichtsgef lle des Kanals f r einen bestimmten Abflusszustand entspricht Im ersten Beispiel wurde der Geschiebeeintrag aus dem Oberwasser auf ein Viertel des Gleich gewichtseintrags reduziert Der lokale Versatz in der Er
48. dem 2D Modell Dies wird wichtig wenn durch eine lokale Aufweitung in 1 3 Gliederung der Arbeit einem kanalisierten Fluss die Querprofilform rasch zwischen kompakter Profilrelation und breitem Gerinne wechselt und wenn bei Hochwasser der Abflusspegel ansteigt und die Profilrelation in einem Querschnitt kompakt wird vgl Abb 1 2 Die unterschiedli chen Reibungsans tze im 1D und 2D Modell die Ber cksichtigung der B schungs resp Wandreibung in kompakten Gerinnen und ihr Einfluss auf die B schungs und Sohlschubspannungsverteilung werden diskutiert Es werden Vergleiche mit unter schiedlichen Approximationen aus der Literatur und mit Laborversuchen gemacht Anhand von einfachen Kanalgeometrien und systematischen Berechnungen werden die Resultate mit dem 1D und 2D Modell f r unterschiedliche Parameter aufgezeigt In Kapitel 5 und 6 werden die numerischen 1D und 2D Modelle anhand von zwei unterschiedlichen Datens tzen kalibriert In einem ersten Laborbeispiel anhand der Modellversuche von HUNZINGER 1998 in Laborskala Kapitel 5 in einem zweiten Naturbeispiel anhand der Langzeitentwicklung der Aufweitung Altikon an der Thur Kapitel 6 Der Fokus liegt in beiden F llen auf der Ver nderung des mittleren L ngs profils der Sohle auf der Sensitivit t einzelner Stellgr ssen und auf den Unterschieden zwischen der 1D und 2D Modellierung sowie der Einkorn und Mehrkornmodellie rung Die Bildung von morphologischen Strukturen w
49. der Kornfraktion 7 ist O ams ist die transportwirksame di mensionslose Sohlschubspannung bezogen auf den massgebenden Korndurchmesser der Austauschschicht dms und bereits um den Einfluss von Formrauheit reduziert 6 dms ist entsprechend die kritische dimensionslose Sohlschubspannung einer Mischung bezogen auf dms Die Hiding Funktion 9 ber cksichtigt die Interaktion der unterschiedlichen Kornfraktionen und ist definiert zu dni u Q 2 18 mit 2 19 gt a 0 011 0 0 3 wobei dm der repr sentative Korndurchmesser der Kornfraktion i ist Die Potenz 6 wurde durch Hunziker mittels Regressionsanalyse zu 1 5 bestimmt In numeri 22 2 2 Gerinnestr mung schen Modellen wird diese Gr sse als Kalibrierungsgr sse f r Mehrkorntransport ein gesetzt Begriff des Gleichgewichts Unter dem Gleichgewichtszustand eines Flussabschnitts mit Geschiebetransport wird verstanden dass unter konstanten hydraulischen Bedingungen s mtliches von oberstrom eingetragenes Geschiebe durch den Abschnitt bef rdert wird und unterstrom wieder ausgetragen wird ohne dass dabei die Kornverteilung ver ndert wird Das L ngsprofil der mittleren Sohlenlage und die morphologische Grundcharakteristik bleiben dabei unver ndert In Gerinneabschnitten mit ausgepr gten morphologischen Strukturen wie z B in ver zweigten Gerinnen kommt es auch bei einer ausgeglichenen Nettobilanz des ein und ausgetragenen Geschiebes be
50. des Kalibrierungsspektrums k nnen damit einigermassen zuverl ssig modelliert werden Die Unsicherheit wird umso gr sser je mehr sie vom Kalibrierungsabfluss abweichen Wie in Kapitel 4 aufgezeigt wurde wird der Einfluss der unterschiedlichen Rauheiten innerhalb eines Querprofils im 1D Modell mit der implementierten Einstein Approximation ad quat erfasst Folglich kann davon ausgegangen werden dass das Modell auch hinsichtlich der Sohlschubspannungen und der Geschiebetransportkapazi t t robust reagiert Die transportwirksame Sohlschubkraft wird entsprechend der Profil 103 5 Simulation Aufweitung Laborversuch relation angepasst Das 2D Modell hingegen basiert auf einem ganz anderen Reibungs ansatz als das 1D Modell Kapitel 3 Der Einfluss der Uferrauheit auf die mittlere Sohlschubspannung und entsprechend auf die Geschiebetransportkapazit t wird ohne Ber cksichtigung eines Turbulenzmodells untersch tzt Kapitel 4 Dies bedeutet dass das Zusammenspiel zwischen Rauheit Hydraulik und mittlerer Sohlschubspannung nicht korrekt ist Eine vermeintlich korrekte hydraulische Kalibrierung kann zu unkor rekten Sohlschubspannungen f hren und damit zu einer fehlerhaften Geschiebetrans portkapazit t die im Geschiebemodell wiederum mittels eines pauschalen Kalibrie rungsfaktors korrigiert werden muss Daraus folgt dass das Modell f r den einen Kalib rierungsabfluss gute Resultate erbringt bei anderen Abfl ssen jedoch zu einer f
51. die Sensitivit tsanalyse st tzt ist in Abb 4 12 definiert Die Gitteraufl sung ist fein gew hlt um die lateralen Gradienten der Geschwindigkeit und Sohlschubspannungen gut abzubilden Die darauf aufbauende Parametervariation der Sensitivit tsanalyse ist in Tab 4 7 gelistet unterteilt in Trapez und Rechteckgeo metrie f r das 1D und 2D Modell Darin sind die Werte aus dem Referenzfall jeweils fett hervorgehoben Um den Einfluss der unterschiedlichen Variablen zu ermitteln werden folgende Resultate verglichen e O h ks Je nach Variante Kalibrierung Prognose oder Kapazitat ist einer der drei Parameter variabel und wird als Vergleichsgr sse verwendet 75 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Ty Gibt die absolute Sohlschubkraft wieder sagt aber noch nichts ber die lokale Verteilung aus und nichts ber die Transportwirksamkeit SF Gibt Auskunft ber die Aufteilung der totalen Randschubkraft auf die Teilbereiche Sohle und B schung Gp Mit einer theoretischen Geschiebetransportkapazit t wird die Quer verteilung der Sohlschubspannung im 2D Modell und nur der transportwirksame Anteil von T ber cksichtigt 7 in einer Zelle wird nur dann wirksam falls der Grenzwert f r den Bewegungsbeginn berschritten wird Der Berechnung der Geschiebetransportkapazitat G in kg s liegt die MPM Formel Glei chung 2 10 mit far 0 85 nach Gleichung 2 12 und einem Einkornmaterial mit d 0 01
52. dynamischen Eigenentwicklung auentypischer Habitatverh ltnisse und zu einer gr sse ren Strukturvielfalt gegeben ist Die Gerinnemonotonie kann damit punktuell aufgel st werden Trotz ihrer lediglich lokalen Anordnung sind Aufweitungen Teil des gesamten Fliessgew ssersystems Durch die genannten Habitatverbesserungen kann sich im Sinne des sogenannten Trittstein Konzepts LANUV 2011 grunds tzlich eine Erholung der Bestandswerte im gesamten Flusslauf ergeben Gelingt es mit Aufweitungen eine Ge f llestufe zu berwinden wird dadurch im Gegensatz zu starren Absturzbauwerken oder steilen Blockrampen die L ngsvernetzung von Habitaten verbessert z B Fischdurch g ngigkeit Dennoch ist zu beachten dass in stark durch Schwall und Sunkerschei nungen gepr gten Flussabschnitten Aufweitungen trotz ihrer verbesserten Strukturviel falt zu Fischfallen werden k nnen KIRCHHOFER amp BREITENSTEIN 2010 Liegt der Schwallpegel ber und der Sunkpegel unter dem mittleren Sohlenniveau der Aufwei tung kann dieses binnen Minutenfrist trockengelegt und Lebewesen darin gefangen werden Als dritter Aspekt sind die gesellschaftlichen Bed rfnisse an ffentlichem Erholungs raum nicht zu untersch tzen Durch Aufwertungsmassnahmen soll der Fluss einen 34 2 3 Flussaufweitungen gesteigerten Erholungswert bieten und f r den Menschen zug nglich und damit erlebbar sein Das Fernziel des Grundsatzes Mehr Raum den Fliessgew ssern w re d
53. einem Zustand latenter Erosion mit abgepfl sterter stabiler Deckschicht verharrt Solange keine gr sseren Mengen an Untergrundmaterial aus dem Oberwasser eingetragen wer den kann sich das L ngsprofil nicht der Gleichgewichtssohle angleichen Mit Teilaus hub liessen sich die tempor ren gr sseren Erosionen ober und unterhalb der oberen Aufweitung und damit die Abweichungen zum Gleichgewichtszustand reduzieren oder gar vermeiden 204 8 Schlussfolgerungen und Ausblick 8 1 Schlussfolgerungen Mit lokalen Aufweitungen von gestreckt verlaufenden kanalisierten Fliessgew ssern wird den Fl ssen mehr Raum zur Verf gung gestellt und sie werden kologisch aufge wertet z B indem die Wanderbewegung von Fischen und Gew sserorganismen er leichtert wird Gleichzeitig werden durch Flussaufweitungen aber auch die hydrauli schen Bedingungen und der Geschiebehaushalt ver ndert was weitreichende durchaus positive Auswirkungen auf die Entwicklung der Flusssohle den Hochwasserschutz und das Grundwasser haben kann So sollen Flussaufweitungen auch zur Stabilisierung der Sohle beitragen die Wasserspiegellage beeinflussen oder als Geschieber ckhalteraum dienen Abschnitt 2 3 Im Rahmen des im Januar 2011 revidierten Gew sserschutzge setzes sind gesamtschweizerisch Revitalisierungsmassnahmen mit Geschiebereaktivie rungen und Flussaufweitungen vorgesehen An diese Flussaufweitungen werden viele verschiedene Anspr che aus unterschiedlichen Inte
54. in der Literatur erreicht die B schungs schubspannung ihr Maximum im Rechteckprofil in einer H he ber der Sohle von 0 6 h Je flacher die B schung ausgebildet ist umso weiter verschiebt sich dieses Maximum Richtung B schungsfuss Ein solches Maximum wird mit dem Turbulenzmodell im 2D Modell auf der B schung ebenfalls erzeugt Das Maximum im Fall von rauer B schung tritt bei z 0 3 h ber der Gerinnesohle auf gt 4 0 d f 2 f 5 Abb 4 15 Einfluss von fr auf laterale Randschubspannungsverteilung f r rauere B schung als Sohle d h kw 20 m s 79 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Abb 4 16 Einfluss von fr auf laterale Randschubspannungsverteilung f r homogene Rauheitsverh ltnisse Abb 4 17 Einfluss von fr auf laterale Randschubspannungsverteilung f r glattere B schung als Sohle d h ks 40 m s Abb 4 18 zeigt wie sich die Abflusstiefe links und SF rechts bei vorgegebenen Q und Rauheitswerten in Abh ngigkeit von fr ver ndert Als Vergleich sind die Resultate aus der 1D Modellierung angegeben Sowohl im 1D Modell als auch im 2D Modell nimmt A mit zunehmender B schungs rauheit zu Im 2D Modell ist dieser Effekt geringer als im 1D Modell nimmt aber mit gr sserem fr zu F r SF gelten hnliche Beziehungen Eine Erh hung der B schungsrauheit von kstw 40 auf 20 m s reduzierte SF im 1D Modell um 28 Pro zentpunkte auf 46 im 2D Modell mi
55. kst 103 m s und Kstw 76 m s Der Vergleich zeigt in allen drei Fallen eine gute Reproduktion der Beobachtungen Die lokalen Variationen infolge von Sekund rstr mungseffekten werden nicht abgebildet Durch die Vergr sserung von fr von 1 auf 5 nehmen Geschwindigkeit und Sohl schubspannung ab Die Gradienten der lateralen Verteilungskurven im mittleren Gerin nebereich nehmen zu Diese beiden Ver nderungen werden noch deutlicher wenn im dritten Fall eine heterogene Rauheitsverteilung mit raueren B schungen eingef hrt wird Die Geschwindigkeitsverteilung wird mit Fall 1 und Fall 3 gut abgebildet mit Fall 2 untersch tzt Die Sohlschubspannungsverteilung hingegen wird mit Fall 2 gut abge bildet mit Fall 1 ber und mit Fall 3 untersch tzt F r die Beurteilung der Modellg te soll die Geschwindigkeitsverteilung massgebend sein da diese im Experiment im Gegensatz zur Sohlschubspannung direkt gemessen werden konnte Und diese stimmt mit Fall 1 und 3 gut berein Mit dem Ziel vor Augen dass die Randreibungseinfl sse im 1D und 2D Modell gleichermassen ber cksichtigt werden und zu bereinstimmenden Sohlschubspannungen und schliesslich Geschiebe 74 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze transportkapazit ten f hren sollen ist ein Vergleich mit der 1D Modellierung ange bracht Dieser ergibt dass mit der 2D Modellierung mit Fall 3 die Sohlschubkraft 7 und SF mit der 1D Modellierung bereinstimmt Tab 4 6
56. nicht in den einzelnen Kapiteln zus tzlich erw hnt kann grunds tzlich von folgenden Vereinfachungen und Eingrenzungen ausgegangen wer den Es werden Verh ltnisse von Kies f hrenden Fl ssen im alpinen und voralpinen Raum betrachtet Die seitliche Berandung der Gerinne B schung und Wand wird als fest ange nommen Seitenerosion und B schungskollaps sind nicht Bestandteil dieser Ar beit Es wird davon ausgegangen dass in der Aufweitung morphologische Strukturen auftreten Diese werden im Rahmen dieser Arbeit nicht untersucht Der Effekt von morphologischen Strukturen auf die Hydraulik und den Geschiebetransport wird aber mit pauschalen Gr ssen ber cksichtigt Sohlen und Bankformen re duzieren Teilgerinne mit konzentrierten Abfl ssen hingegen erh hen die Ab fluss und Geschiebetransportkapazitat Die Str mung wird als turbulent angenommen Hydraulisch raue Sohle Es wird grunds tzlich von turbulenter Str mung ber hydraulisch rauer Sohle ausgegangen mit Re u k v 2 70 nach NIKURADSE 1933 Re ist die Korn Reynoldszahl u die Schubspannungsgeschwindigkeit k die quivalente Sandrauheit und v die kinematische Viskosit t von Wasser 2 Grundlagen 2 2 Gerinnestr mung 2 2 1 Normalabfluss Normalabfluss bezeichnet einen station ren gleichf rmigen Abflusszustand bei dem die antreibenden Kr fte mit den r ckhaltenden Kr ften im Gleichgewicht stehen Die antreibenden Kr fte ergeben sich aus
57. nur aus Isotachenbil dern ableitbar YANG amp LIM 1997 erarbeiten aufbauend auf der Idee von Einstein einen analytischen impliziten Ansatz womit der Verlauf der Trennlinien zur Untertei lung der drei Querschnittsbereiche und damit auch die Aufteilung in B schungs und Sohlschubspannung bestimmt wird GUO amp JULIEN 2005 schlagen einen Ansatz f r glatte Rechteckkan le vor der in zus tzlichen Termen auch die Sekund rstr mungen ber cksichtigt Um die analytischen Gleichungen explizit zu l sen greifen die Autoren auf empirische Korrekturfaktoren zur ck Verschiedene Autoren ver ffentlichten Berechnungsans tze zur Bestimmung der pro zentualen Sohl und B schungsschubkraft basierend auf experimentellen Untersuchun gen an Rechteck und Trapezquerschnitten f r unterschiedliche Rauheitskombinationen Die meisten gehen von glatten einige auch von rauen R ndern aus jeweils mit einheit licher Rauheit im ganzen Querschnitt CRUFF 1965 GHOSH amp Roy 1970 MYERS 1978 NOUTSOPOULOS amp HADJIPANOS 1982 oder KNIGHT ET AL 1984 f r Recht eckquerschnitte und FLINTHAM amp CARLING 1988 oder YUEN 1989 f r Trapezquer schnitte ANSARI ET AL 2011 zeigen dass f r alle Rechteck und Trapezprofile mit homogen verteilter Randrauheit glatt oder rau eine Beziehung zwischen SFy resp SFy und der Profilrelation P Py besteht Experimentelle Daten f r Profile mit heterogen verteilter Rauheit sind kaum in der Literatu
58. oberhalb der Aufweitung keine Vermessungsdaten vor Die Vermessung von 2011 zeigt dass die mittlere Sohle im Oberwasser weiter stabil bleibt vgl Abb 6 4 TOPO 2002 Topo 2009 modelliert Topo 2009 vermessen Abb 6 13 Modellierte mittlere Sohlenlage von 2009 mit globalem Ox 0 055 gem ss VAN RUN 1984 f r d 21 mm TODO 2002 Topo 2009 modelliert Topo 2009 vermessen Abb 6 14 Modellierte mittlere Sohlenlage von 2009 mit globalem Ox 0 055 gem ss VAN RUN 1984 und in der Aufweitung reduziertem Osa 0 047 f r d 21 mm 151 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur 374 5 372 N 370 Topo 2002 Topo 2009 modelliert 368 Topo 2009 vermessen 21 20 19 18 x km a Sy Abb 6 15 1D Bestvalidierung Modellierte mittlere Sohlenlage von 2009 mit globalem Ox 0 050 und in der Aufweitung reduziertem Qaa 0 040 f r d 24 5 mm Topo 2002 Topo 2005 Topo 2007 Abb 6 16 Mittlere L ngsprofile aus den Topographievermessungen 2002 2005 und 2007 Die wichtigsten Ver nderungen in der Natur w hrend der Validie rungsphase sind mit A B und C beschriftet Topo 2002 Topo 2005 modelliert Topo 2007 modelliert Abb 6 17 Mittlere L ngsprofile aus der Topographievermessung 2002 und der model lierten Sohle 2005 und 2007 1D Bestvalidierung Die wichtigsten Ver n derungen im Modell w hrend der Validierungsphase sind mit A B und C beschriftet
59. sich ein neues an die Geo metrie angepasstes Gleichgewichtsgef lle einstellt und die Geschiebetransportkapazit t ausreicht um s mtliches eingetragene Geschiebe in das Unterwasser weiter zu verfrach ten tena in Abb 2 10 W hrend der Ablagerungsphase in der Aufweitung kommt es im 38 2 3 Flussaufweitungen Unterwasser zu einem vor bergehenden Geschiebedefizit und folglich zu einer Eintie fung der Gerinnesohle t in Abb 2 10 Das unterwasserseitige Geschiebedefizit ist umso gr sser je gr sser das Verh ltnis zwischen Ablagerungsvolumen in der Aufwei tung und eingetragener Geschiebefracht ist Je nachdem wie lange das Geschiebedefizit im Unterwasser anh lt und wie weit sich die Gerinnesohle eintieft kann es sein dass dadurch eine Anhebung der Sohle im Oberwasser verunm glicht wird oder es auch im Oberwasser zu einer wenn auch reduzierten Eintiefung kommt F hrt das Geschie bedefizit im Unterwasser zwischen der Aufweitung und dem n chstfolgenden Sohlen fixpunkt zu einer Rotationserosion so ist die Lage der Sohle von der Entfernung des n chstgelegenen unterwasserseitigen Sohlenfixpunkte abh ngig vgl Abb 2 12 In kurzen Aufweitungen bildet sich in der aufgeweiteten Strecke kein Normalabfluss aus und das sich einstellende Gef lle bleibt kleiner als ein m gliches der Breite entspre chendes Gleichgewichtsgef lle Das Geschiebedefizit im Unterwasser ist nur von kurzer Dauer so dass es nicht zu grossr u
60. so ist grunds tzlich ein einzelner Abflusszustand Hochwasserspur der Abflussspitze eines Ereignisses f r eine Kalibrierung der Profilrauheit und der Transportformel ausreichend F r heterogen verteilte Rauheiten sind f r eine korrekte Kalibrierung der Rauheitsbeiwerte von Sohle und B schung mindestens zwei deutlich unterschiedliche Wasserspiegellagen notwen dig z B Niedrig und Hochwasser Abb 5 1 links Nur dann kann von einer korrekten Modellierung s mtlicher Wasserspiegellagen die innerhalb des Kalibrierungsbereichs liegen ausgegangen werden Diese Notwendigkeit wird im Folgenden anhand eines fiktiven Beispiels in einem einfachen Trapezprofil aufgezeigt Dabei gelten folgende Annahmen F r ein Hochwasser und ein Niedrigwasser sind jeweils die Wasserspiegellagen bekannt ber Ufer und Sohlenrauheiten liegen keine Angaben vor In einem ersten Schritt kann die Rauheit als homogen verteilt angenom men werden und mit einem Strickler Beiwert die bekannten Wasserspiegel nachmodel liert werden F r den Hochwasserabfluss ergibt dies ks 30 m s f r den Niedrigwas serabfluss ks 32 1 m 3 s Abb 5 1 rechts In einem zweiten Schritt wird f r die 102 5 2 2 Punkt Kalibrierung beiden Abfl sse je eine Kurve ermittelt die ausgehend von kg s mtliche Rauheitskom binationen von B schung und Sohle definiert mit denen der korrekte Wasserspiegel f r den entsprechenden Abflusszustand erreicht wird Die eine gesuchte Kombina
61. tragen zum Hochwasserschutz bei die Abflusskapazit t steigt resp die maximal notwendige Kote der Hochwasserschutzd mme wird reduziert Dieser Zustand bleibt jedoch nur bestehen falls entweder der Fluss ein vernachl ssigbares Geschiebeaufkommen hat oder falls die Aufweitung die Funktion eines Geschiebesammlers bernimmt und regelm ssig ausge r umt wird Ansonsten landet die Sohle in der Aufweitung sukzessive auf und die Wasserspiegel liegen in der Aufweitung bei geringerer Fliessgeschwindigkeit langfristig h her als im Kanal sowohl bei Hoch als auch bei Niedrigwasser Abschnitt 2 3 3 W hrend die Erosionstendenz vieler Fl sse in der Vergangenheit zu einer Absenkung des Grundwasserspiegels im Umland f hrten k nnen Aufweitungen zu einer Stabilisie rung des Grundwasserspiegels f hren indem die Sohle und dadurch auch der Wasser spiegel in der Aufweitung durch Ablagerungen angehoben wird Eine Anhebung des Grundwasserspiegels kann zur Sicherung des Grundwasservorkommens beitragen kann aber auch zu Problemen in der Landwirtschaft bei Infrastrukturbauten und der Qualit t des Grundwassers f hren Die Ablagerungen in der Aufweitung sind stark abh ngig von der L nge und Breite der Aufweitung vom Abfluss und von der massgebenden Korngr sse Abschnitt 7 4 Im Allgemeinen f hrt eine Verbreiterung des Gerinnes zu einem steileren L ngsgef lle Dieses kann falls die Aufweitung gen gend lang ist zu Auflandungen im Oberwasser kan
62. tzkraft am Elementarvolumen Benetzter B schungs Wandumfang Symbole und Abk rzungen Pu Por Ppk Q q Qo 02 09 0178 89 Qi Qs Os Ein Os aus qs Os 18 39 gsi gS lat i Os ref 78 89 dsxi d syi qx dy R u Um Ux Uy Vie Xa m m m s m sm m s m s m s m s m s m s m s m sm m s m sm m sm m s m sm m sm m sm m sm m m m m m s N m s N m N m m s m s m s m s m s m m m m m Benetzter B schungsumfang linke B schung Benetzter B schungsumfang rechte B schung Prozentualer Gewichtsanteil der Fraktion x an der Gesamtkornmischung Abfluss Spezifischer Abfluss Grenzabfluss f r Geschiebetransport Abflussganglinie der Jahre 2002 bis 2009 Abflussganglinie der Jahre 1978 bis 1989 Durchfluss ber Zellenrand der Zelle i Geschiebetransportkapazit t Geschiebeeintrag resp austrag am oberen resp unteren Modellrand Spezifische Geschiebetransportkapazit t Geschiebeganglinie f r Qqs s9 Spezifische Geschiebetransportkapazit t der Fraktion i Laterale spezifische Geschiebetransportkapazit t der Kornfraktion i Referenztransportkapazit t f r Q 78 89 Spezifische Geschiebetransportkapazit t der Kornfraktion i in x Richtung Spezifische Geschiebetransportkapazit t der Kornfraktion i in y Richtung Spezifischer Abfluss
63. umige Reaktivierung von Geschiebe und die Entfernung k nstlicher Sohlschwellen Der Vollzug verschiedener Massnahmen gleichzeitig kann zu gegensei tiger Beeinflussung der Auswirkungen f hren Es ist z B wichtig m gliche Interakti onen bestehender Aufweitungen mit neuen Aufweitungen zu pr fen Anhand einer vereinfachten Geometrie wurde beispielhaft die gegenseitige Beeinflussung zweier Aufweitungen simuliert wobei oberhalb einer bestehenden Aufweitung eine zweite angeordnet wurde Abschnitt 7 9 Der Geschieber ckhalt in der oberen Aufweitung f hrt tendenziell zu Sohlenerosionen zwischen den Aufweitungen in der unteren Auf weitung und sogar unterstrom davon Die Erosionen in der unteren Aufweitung sind umso st rker je n her die beiden Aufweitungen beieinander liegen Soll in einem kanalisierten Fluss eine Sohlschwelle entfernt und die wegfallende stabi lisierende Wirkung durch eine lokale Aufweitung kompensiert werden muss sicherge stellt sein dass die Aufweitung gen gend lang und gen gend breit ist damit sich eine ausreichende Niveaudifferenz zwischen Ober und Unterwasser bildet die den Absturz der Sohlschwelle kompensieren kann Abschnitt 7 8 Es empfiehlt sich den Sohlenbe reich bei der Erweiterung und insbesondere bei der Verengung z B durch Anreiche rung von Grobkomponenten zu stabilisieren und die Ablagerungen in der Aufweitung durch Teilaushub vorwegzunehmen um Initialerosionen m glichst klein zu halten Ein 2
64. und Jg mittleres L ngsgef lle im Kanal mit der oberen Randbedingung transport_capacity bestimmt F r diesen Gleichgewichtszustand wurde die Geometrie mit einer Aufweitung erg nzt ohne dabei die Gleichgewichtssohle zu ver ndern ledig lich Anpassung der Seitenw nde Weiter wurde von folgenden festen Gr ssen ausge gangen Tab 7 2 Tab 7 2 Zusammenstellung von festen Randbedingungen Ausgangsgef lle der Sohle 1 5 o ksib 34 m s Kst w 34 m s Vorfaktor MPM 8 Sor 1 7 2 2 Referenzmodell B Das 1D Modell bildet einen 23 km langen Kanal als Doppeltrapezprofil mit einem L ngsgef lle von 1 7 o ab Mittig ist eine erste untere 2 km lange Aufweitung ange ordnet deren Erweiterungs und Verengungsl ngen jeweils 250 m betragen Abb 7 3 Je nach Beispiel wird in einem Abstand X stromaufw rts eine zweite obere Aufwei tung mit gleichen Abmessungen angeordnet F r Xa 0 schliessen die beiden Aufwei tungen aneinander an und die Verengung und Erweiterung im bergang entfallen Die Profilgeometrie von Kanal und Aufweitung ist stark vereinfacht entspricht aber den Gr ssenordnungen der Thur bei Altikon Sie basiert auf repr sentativen Querprofilen 175 7 Praxisbezogene Fragestellungen die durch Mittelung der Querprofile im Kanal und Aufweitungsabschnitt aus Kapitel 6 erstellt wurden Abb 7 4 Xx Oberwasser Unterwasser aaa Obere Aufweitung Untere Aufweitung a w a 2 km
65. und in Relation zum bergeordneten Geschiebehaushalt gesetzt In den meisten Beispielen in der Natur konnten grunds tzlich hnliche L ngsprofilver nderungen wie in den Modellversuchen beobachtet werden In den Fl ssen mit einem allgemeinen Auflandungs oder Gleichgewichtszustand wurde die Sohle oberstrom der Aufweitung tendenziell angehoben Die Aufweitungen aber die in einem Flussabschnitt realisiert wurden der sich in allgemeiner Erosion befindet konnten die bergeordnete Erosion nicht stoppen Dort wurden oberstrom der Aufweitung w hrend eines Beobach tungszeitraums von mehreren Jahren Sohleneintiefungen festgestellt 46 2 3 Flussaufweitungen Die Auswertung der Naturbeispiele deutet auf hnliche Tendenzen hin wie die anhand von physikalischen und numerischen Modellversuchen gemachten Aussagen bez glich der unterschiedlichen Wirkungen von Aufweitungen bei bergeordneten Geschiebedefi zit oder allgemeinem Gleichgewichtszustand Eine wichtige Erkenntnis ist dass das L ngsprofil und der Versatz durch bettbildende Abfl sse kleinere Hochwasser gebil det wird und bei gr sserem Hochwasser der Wasserspiegel in der Aufweitung entspre chend tiefer liegen kann als im Kanal HUNZIKER 2012 F r eine effektive Prognose der Sohlenentwicklung ist es wichtig instation re Hochwasserabfl sse von kleineren und gr sseren Ereignissen zu ber cksichtigen Die Entwicklung einer lokalen Aufweitung aber auch ihre Wirkung auf d
66. und somit die Zellenfl che wird so klein dass die Rechengeschwindigkeit stark beeintr chtigt und gleichzeitig der Reibungswiderstand der B schung untersch tzt wird F r vertikale W nde wird in BASEMENT der Ansatz von BRUFAU amp NAVARRO 2000 verwendet der in den ussersten Randzellen zus tzlich zur Sohlenreibung einen Wand reibungsverlust ber cksichtigt Dieser wird in den entsprechenden Randzellen als addi tiver Term f r die Berechnung des Reibungsgef lles in x und y Richtung ber cksich tigt Ausgehend von Gleichung 3 15 ergeben sich f r die Randzellen die korrigierten Reibungsgef lle zu u jujj 1 1 u uj 1 1 Sn M pta 54 204 Sas rar 3 21 GR CR GR Ry Der Widerstandkoeffizient f r die Wand errechnet sich zu Re eh 3 22 St w Jz gt und der hydraulische Wandradius Rw zu gt R Er l 3 23 WwW R wird auch in der Randzelle gleich h gesetzt V A h ist das benetzte Volumen der Randzelle mit Ay Grundfl che der Randzelle und A L h die benetzte Wandfl che der Randzelle mit Lw Streichl nge der Randzelle entlang der senkrechten Wand Abb 3 2 Wird mit b die Zellausbreitungsl nge senkrecht zur Wand eingef hrt so redu ziert sich Gleichung 3 23 auf Roby 3 24 Im Fall von Rechteckzellen entspricht by genau der Randzellenbreite 57 3 Verwendete numerische Modelle Abb 3 2 _ Definitio
67. wie sich die Langzeitentwicklung der mittle ren Sohlenlage in einer Flussaufweitung unter unterschiedlichen Rahmenbedingungen mit numerischen ein und zweidimensionalen Simulationen absch tzen l sst Der Be trachtungsperimeter soll ber die eigentliche Aufweitung hinaus reichen und auch das 4 1 2 Motivation und Ziele der Arbeit Ober und Unterwasser ber cksichtigen Mittels systematischer numerischer Simulatio nen werden die lokalen Prozesse einer Aufweitung in Abh ngigkeit des bergeordneten Geschiebehaushalts und die Auswirkungen der lokalen Ver nderung auf das bergeord nete Flusssystem untersucht Eindimensionale 1D und zweidimensionale 2D numerische Modelle unterscheiden sich grunds tzlich in ihren Reibungsans tzen und folglich auch in der Ber cksichtigung der B schungs resp Wandreibung W hrend deren Einfluss auf die Fliessgeschwindig keiten in breiten Profilen marginal ist gewinnt er in kompakten Profilen zunehmend an Bedeutung Ein Abflussprofil wird als kompakt bezeichnet wenn das Verh ltnis von Breite zu Abflusstiefe b h je nach Rauheitsverh ltnis kleiner als 5 bis 30 ist Eine Ab sch tzung von b h f r verschiedene kanalisierte Fl sse in der Schweiz veranschaulicht dass mit gr sserem Hochwasserereignis das Abflussprofil durchaus kompakt werden kann Abb 1 2 Entsprechend ist eine umfassende Analyse des Wandreibungseinflus ses in den verschiedenen Modellen wichtig 25 Emme Aeschau
68. zeigten nur sehr geringe Sohlenver nderungen Validierung Sohlenentwicklung 2002 2009 Die Validierung ber cksichtigt die Sohlenentwicklung nach Fertigstellung der Aufwei tung 2002 bis zum Beginn der eigendynamischen Seitenerosionsprozesse 2010 Sobald die Seitenerosionsprozesse einsetzen ist eine Betrachtung mit unver nderlicher Geomet rie nicht mehr repr sentativ Der Geschiebeeintrag am oberen Perimeterrand wird unter Ber cksichtigung der Abflussganglinie zwischen 2002 und 2009 f r die ID Validierung analog zur Geschiebefunktion f r den Zeitraum 1978 1989 bestimmt und f r die 2D Modellierung aus der 1D Kalibrierung bernommen 6 5 1D Modellierung 6 5 1 1D Hydraulik Hochwasser 2002 In einem ersten Schritt wird homogen verteilte Rauheit angenommen wobei Kanal und Aufweitung individuell betrachtet werden Die mittlere Abweichung zwischen Wasser spiegel und Hochwasserspuren wird minimal mit ks 36 m s im Kanal und mit ksa 34 m s in der Aufweitung In einem zweiten Schritt werden unterschiedliche Rauheitskombinationen mit bestm glicher bereinstimmung mit den Hochwasserspu ren gesucht B schung und Vorl nder sind jeweils mit identischer Rauheit versehen Eine Sensitivit tspr fung des Rauheitseinflusses von B schung und Vorland ergab dass beide Bereiche einen gleich starken Einfluss auf den Abfluss aus ben In Anlehnung an 144 6 5 1D Modellierung ein einfaches Trapezprofil wurden die beiden Be
69. zul ssig ist oder nicht Zur Kl rung dieser Frage wird ausgehend vom Referenzfall die Sohlschubspannungsverteilung f r unter schiedliche fr berpr ft Abb 4 20 Der Vergleich zeigt dass sich die laterale Vertei lung von r mit gr sserem fr stark ver ndert Mit fr gt 40 weist die Verteilung sogar eine konkave Form auf und f hrt zu minimalen Sohlschubspannungen in Gerinnemitte Dies stimmt nicht mit Messungen in Laborversuchen berein Der Faktor fr beliebig zu erh hen f hrt zwar zu im Vergleich zum 1D Modell korrek ten mittleren Werten von A und SF gleichzeitig aber zu einer falschen lateralen Verteilung der Sohlschubspannung und der Geschwindigkeiten fr sollte daher nur in 81 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung einem beschr nkten Bereich und in Kombination mit einer Erh hung der B schungs rauheit variiert werden Empfehlungen in der Literatur liegen im Bereich von 1 5 lt fr lt 13 5 FISCHER ET AL 1979 Nusic 2013 Der Wert fr 5 liegt in diesem Bereich 2Df 1 2D f 2 2D f 5 O 2D f 20 0 2D f 44 Abb 4 19 Einfluss der B schungsrauheit im 1D und 2D Modell auf h links und auf SFy rechts f r unterschiedliche fr A 0 F 7 f 30 0 wees f 60 See ey ee f 10 f 40 f 20 f 50 Abb 4 20 Einfluss von fr auf die laterale Verteilung von t f r den Referenzfall Einfluss B schungsneigung Der Einfluss der B schung
70. zwischen B schung und Horizontalen Potenz Approximation Knight 1992 Potenz in der Ausgleichsfunktion von Hunziker 1995 Erweiterungswinkel Aufweitung Verengungswinkel Aufweitung Breitenverh ltnis Z b bx Fraktion k einer Kornverteilung Gewichtsanteil der Fraktion i Gewichtsanteil der Fraktion i in der aktiven Unterschicht 2D Modell L ngsneigung der Sohle Winkel zwischen Sohle und Horizontalen Potenz in der Ausgleichsfunktion von Hunziker 1995 Interne Beziehung in der Guo amp Julien Formel Gl 2 33 Korrekturfaktor Kritische dimensionslose Sohlschubspannung Shields Parameter Kritische dimensionslose Sohlschubspannung Shields Parameter der Fraktion i Kritische dimensionslose Sohlschubspannung einer Mischung bezogen auf dms Transportwirksame dimensionslose Sohlschubspannung bezogen auf dms Bereits um den Einfluss von Formrauheit reduziert Widerstandsbeiwert in universeller Fliessformel Kinematische Viskosit t von Wasser v 1 307 10 m s Kinematische Viskosit t Turbulente Wirbelviskosit t Dichte Wasser 1000 kg m Dichte Sediment 2650 kg m Standardabweichung der Kornverteilung o dy d Geometrische Standardabweichung einer Kornverteilung 0 7 0 5 dss dso dso d s Sohlschubspannung Transportwirksame Sohlschubspannung Kritische Schubspannung f r Kornfraktion i Mittlere Sohlschubspannung Ideelle Sohlschubspannung maximale Sohlschubspannung in einem unendlich breiten Gerin
71. zwischenzeitlich deutlich voneinander ab Im Bereich von ksto ks w 3 stimmen sie wiederum verh ltnism ssig gut berein Die Experimente von ALHAMID 1991 die zum empirischen Zusammenhang in KNIGHT ET AL 1992 gef hrt haben Gleichung 2 25 liegen bei ks kstw 2 74 und 2 96 vgl Kreismar kierung in Abb 4 7 Dieses hohe Rauheitsverh ltnis kommt daher dass die Versuche mit glatter Sohle durchgef hrt wurden bliche nat rliche Zust nde wie sie in der Ingenieurpraxis anzutreffen sind weisen geringere Rauheitsverh ltnisse auf Wird eine Sand Kiessohle Ag 50 m s ks 0 02 m angenommen und eine B schungsrauheit von rauem Beton kst 67 m 3 5 ks gt 0 003 m bis stark verkrauteten Ufern ks 30 m s ks 0 5 m ergibt dies Rauheitsverh ltnisse im Bereich von 0 75 lt kgip kstw lt 1 7 Rauheitsgr ssen aus WALLISCH 1990 Diese liegen deutlich unterhalb der experimen tellen Versuche Da die Knight Approximation auf Experimenten mit Rauheitsverh lt nissen ausserhalb des nat rlichen Bereichs beruht ist deren Anwendung f r Rauheits verh ltnisse im Bereich von 1 in Frage zu stellen Zudem zeigt die Knight Approximation bei ks p ks w 1 eine Unstetigkeit die physikalisch kaum zu begr nden ist Diese Unstetigkeit w rde bedeuten dass ausgehend von einem homogenen rauen Zustand eine verst rkte B schungsrauheit keinen Einfluss auf die mittleren Sohl 70 4 4 Vergleich des 2D Reibungsansatzes mi
72. 1 Eine Auswahl von Al Hamid s Experimenten wird hier als direkter Vergleich beigezogen Tab 4 4 Tab 4 4 Zusammenstellung einzelner Experimente von ALHAMID 1991 die f r die Knight Approximation herbeigezogen wurden Die k Werte wurden in kse Werte umgerechnet ks kst umgerechnet nach Gl 2 9 a Rauheitsverteilung PoPa kap ksx ksw ksw Keep Kstw Kstp Kstw 08 homogen 0 88 0 033 0 033 1 46 46 1 21 homogen 1 76 0 020 0 020 1 50 50 1 38 homogen 3 52 0 020 0 020 1 50 50 1 19 heterogen glatte Sohle 1 77 4 9E 05 0 020 0 0024 136 50 2 72 35 heterogen glatte Sohle 3 54 4 9E 05 0 020 0 0024 136 50 2 72 Die f nf Experimente aus Tab 4 4 sind als Datenpunkte in Abb 4 6 links dargestellt im Vergleich mit der Knight Approximation und der Einstein Approximation Da die Knight Approximation f r heterogene Rauheiten aus diesen Experimenten abgeleitet 68 4 3 Vergleich des 1D Reibungsansatzes mit experimentellen Daten wurde stimmt sie mit den Datenpunkten exakt berein Mit der Einstein Approximation werden die Sohlschubspannungen sowohl f r den homogenen als auch f r den hetero genen Fall untersch tzt wobei die Abweichungen im heterogenen Fall gr sser sind Die Umrechnung von k zu kg wurde nach Gleichung 2 9 durchgef hrt welche nicht bedingungslos g ltig ist und f r Extremwerte der relativen berdeckung R k und damit auch f r die hier verwend
73. 10 Schlussfolgerungen und Ausblick sohlenstabilisierendes Querbauwerk sollte nur dann zugunsten einer lokalen Aufweitung entfernt werden wenn die Aufweitung grossz gig dimensioniert ist und eine gr ndliche Untersuchung unter Einbezug s mtlicher Unsicherheiten dies rechtfertigt Dazu geh rt auch die Ber cksichtigung verschiedener m glicher Zukunftszenarien wie z B eine nderung des bergeordneten Geschiebehaushalts durch Reduktion des Geschiebeein trags infolge oberstromiger Geschiebeentnahmen oder Geschieber ckhalt in neuen Aufweitungen Abschnitt 7 6 Im Gegensatz zu einer fixierten Sohlschwelle deren Kronenkote auch bei ge nderten Rahmenbedingungen stabil bleibt reagieren die mittle ren L ngsgef lle im Kanal und in der Aufweitung sehr sensitiv auf nderungen der Rahmenbedingungen Dies kann erhebliche Konsequenzen auf die absolute Sohlenkote haben In allen F llen ist es wichtig die Zukunftszenarien stets mit instation ren Ab fl ssen zu modellieren um die Langzeitentwicklung der mittleren Sohle realit tsnah abzubilden Untersuchungen haben gezeigt dass vereinfachte Annahmen mit station rem Abfluss grosse Auswirkungen auf das mittlere L ngsprofil haben Abschnitt 7 7 8 2 Ausblick Modellierung latenter Erosion In nat rlichen Fl ssen mit breit verteilter Kornverteilung finden Sortierprozesse statt die zu einer abgepfl sterten Sohle f hren k nnen Bei Geschiebedefizit kann sich eine stabile Deckschicht
74. 1D noch mit dem 2D Modell wird in der 113 5 Simulation Aufweitung Laborversuch Aufweitung eine Mittelbank gebildet Entsprechend bildet sich keine Staukurve aus die Energielinie verl uft kontinuierlich ohne Verz gerung und Energielinie Wasserspiegel und Sohle liegen unterhalb der vermessenen Labordaten Die Kalibrierung des EK Transportmodells f hrt mit f 0 63 zu einem Vorfaktor von 5 was unter dem in der Originalpublikation empfohlenen Wert von 8 liegt MEYER PETER amp M LLER 1948 Neuere Untersuchungen und Analysen durch HUNZIKER 1995 oder WONG amp PARKER 2006 best tigen dass eine Reduktion des MPM Vorfaktors von 8 auf 5 gerechtfertigt ist 5 5 4 Zwischenfazit Der wesentliche Unterschied zwischen der 1D und 2D Modellierung liegt in der Kalib rierungsgr sse fp W hrend in der 1D Modellierung EK f zu 0 63 bestimmt ist was einem MPM Vorfaktor von 5 entspricht muss f in der 2D Modellierung auf 0 34 redu ziert werden was gegen ber der 1D Modellierung nahezu einer Halbierung und einem MPM Vorfaktor von 2 7 entspricht Die Ursache daf r liegt in den unterschiedlichen Reibungsans tzen des 1D und 2D Modells welche in Kapitel 4 aufgezeigt wurden Dies kann zu Problemen f hren falls z B mit einem 2D Modell detaillierte Prognose modellierungen aufbauend auf einer 1D Modellkalibrierung oder falls eine gekoppelte 1D 2D Modellierung gemacht werden Ziel sollte es sein ausgehend von bereinstim mender Hydr
75. 2007 Referenzpunkt aus Abb 6 3 Fliessrichtung von links nach rechts Photos C Herrmann BHAteam Frauenfeld 139 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Mai 2011 Abb 6 7 Luftaufnahmen der oberen Aufweitung in den Jahren 2008 2009 sowie der oberen und unteren Aufweitung im Jahr 2011 Referenzpunkt aus Abb 6 3 Fliessrichtung von links nach rechts Photos C Herrmann BHAteam Frauenfeld 140 6 3 Modellaufbau Mai 2009 F1 August 2010 F2 Abb 6 8 Untere Aufweitung vor links und nach rechts dem Hochwasser 2010 Gr ssere Seitenerosionen am rechten Ufer haben stattgefunden Referenz punkt aus Abb 6 3 Fliessrichtung von rechts nach links Photos C Herrmann BHAteam Frauenfeld 6 3 Modellaufbau Der Aufbau der unterschiedlichen Modellgeometrien gestaltete sich teilweise schwierig Da in gewissen Jahren nur die Sohle mit B schung nicht aber die Vorl nder oder nur die Aufweitung nicht aber Ober und Unterlauf aufgenommen wurden mussten die Modellgeometrien aus unterschiedlichen Vermessungen zusammengestellt werden Im Folgenden soll ein berblick geschaffen werden Topographie 1978 Aufbauend auf der Topographie von 1978 wurde der Verlauf der Vorl nder teilweise abgesch tzt und erg nzt Zwischen s mtlichen vermessenen Querprofilen wurden zu s tzlich zwei erg nzende Querprofile interpoliert F r die numerische Modellierung wurden die Querprofile von km 22 0 bis 17 8 verwendet To
76. 3 10 Der Geschiebetransportfaktor f geht direkt linear in die spezifische Transportkapazitat ein und erm glicht eine Korrektur des Vorfaktors 8 welcher durch diverse Autoren angepasst wurde Der Sohlenformfaktor fr ersetzt den Term ks p ks aus Gleichung 2 10 welcher die dimensionslosen Sohlschubspannung reduziert und eine Gr sse f r die Ber cksich tigung von Sohlen und Bankformen darstellt Die dimensionslose kritische Schubspan nung xr Shields Parameter wird falls nicht vorgegeben als Funktion des dimensions losen Korndurchmessers D nach VAN RIJN 1984 berechnet F r Mehrkorn Geschiebetransport werden angewendet vgl Abschnitt 2 2 4 MPM multi Fraktionierte Transportformel nach MEYER PETER amp MULLER 1948 erweitert durch den Ansatz von ASHIDA amp MICHIUE 1971 MPM H Transportformel nach HUNZIKER 1995 Die MPM multi Transportformel ist die Erweiterung von Gleichung 3 10 basierend auf den Gleichungen 2 13 bis 2 15 und lautet 8 15 dsi Ii An R Se 6 6 s 1 d 3 11 51 3 Verwendete numerische Modelle Die MPM H Transportformel basiert auf den Gleichungen 2 16 bis 2 19 und lautet nach Erg nzung durch einen weiteren Kalibrierungsfaktor 6 zur Ver nderung der Hi ding Funktion 1 5 E 5g E dy 1 3 E dsi fe Ai of us ar s 75 gt 3 12 ms mit d dm 03 3 13 d ms Anteil der Kornfraktion 7 in der Austauschschicht dmi Repr senta
77. 3 378 BASEMENT 2013 Basic Simulation Environment for Computation of Environmental Flow and Natural Hazard Simulation Version 2 3 VAW ETH Zurich Vetsch D Ehrbar D Peter S Rousselot P Volz C Vonwiller L Faeh R Farshi D Mueller R Veprek R 2006 2013 BAFU 2000 Raum den Fliessgew ssern Faltblatt des ehemaligen Bundesamtes f r Wasser und Geologie BWG BEFFA C J 1994 Praktische L sung der tiefengemittelten Flachwassergleichungen Mitteilungen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 133 D Vischer ed ETH Z rich BERCHTOLD TH 2005 bergeordnete Auswirkungen von Flussaufweitungen Expe rimentelle Untersuchungen Diplomarbeit WS 2004 05 Professur f r Wasser bau ETH Z rich unver ffentlicht BERCHTOLD TH WEITBRECHT V VETSCH D BOES R M 2011 Numerical model ling of bed level evolution in a channel enlargement In Shao X Wang Z and Wang G Eds Proc 7th IAHR Symposium on River Coastal and Estuarine Morphodynamics RCEM 2011 Tsinghua University Beijing Sep 6 8 2011 pp 1425 1435 ISBN 978 7 89444 548 3 BERCHTOLD TH VETSCH D WEITBRECHT V BOES R M 2012 Simulation of river bed evolution due to channel widening Proc of 34th Hydrology and Wa ter Resources Symposium Sydney Australia BERCHTOLD TH VETSCH D WEITBRECHT V BOES R M 2014a Aspekte zur Simulation von Geschiebetransport in kompakten Gerinnen M
78. 3 5 Numerische Untersuchung dynamischer Sohlenentwicklung SIVIGLIA ET AL 2008 machten mit einem eindimensionalen mathematischen Modell systematische Berechnungen der dynamischen Entwicklung einer exemplarischen Auf weitungsstrecke in einem Kanal und zeigten in Abh ngigkeit des Abflusszustands str men schiessen die Sedimentausbreitung entlang der Flussachse Die Autoren ver nderten prim r den Fliesszustand 0 5 lt Fr lt 1 5 sowie das Breitenverh ltnis zwi schen Kanal und Aufweitung 0 3 lt bg ba lt 0 9 und beobachteten die Ver nderung des mittleren L ngsprofils Sie stellten fest dass sich die Ablagerungen ausgehend von der Erweiterung recht symmetrisch sowohl stromauf als auch stromabw rts fortpflanzten und die maximalen Ablagerungsh hen im Erweiterungsquerschnitt auftraten Was die Abh ngigkeit von Fr anbelangt wurde erkannt dass sich die Ablagerung bei str men dem Abflusszustand Fr lt 1 schneller und weiter nach ober und unterstrom ausbreitet deren M chtigkeit aber ihr Maximum im Erweiterungsbereich bei grossen Froude Zahlen und somit schiessendem Abfluss erreicht Diese grunds tzlichen Beobachtungen sind vergleichbar mit denen aus den Arbeiten von LISLE ET AL 1997 LISLE ET AL 2001 oder CuI amp PARKER 2005 Die Ablagerungen werden auch durch das Breiten verh ltnis beeinflusst Je extremer der Breitenunterschied zwischen Kanal und Aufwei tung ist desto m chtiger sind die Ablagerungen im bergangs
79. 5 oO oO o gt 3 3 Abb 7 3 Grundrissskizze der Modellgeometrie Abb 7 4 Mittlere repr sentative Querprofile aus der Thur bei Altikon f r den Kanal abschnitt links und die Aufweitung an der Stelle maximaler Breite rechts Als Abflussganglinie wird Qo2 99 aus der Modellvalidierung in Abschnitt 6 5 3 ver wendet Die Ganglinie deckt einen Zeitraum von 8 Jahren ab wobei nur Abfliisse mit Q gt 100 m s ber cksichtigt werden Die entsprechend gek rzte Simulationszeit betr gt 5 694 Stunden resp 237 Tage Ein Durchlauf wird als Abflusszyklus bezeichnet Bei Bedarf werden mehrere Abflusszyklen hintereinander gereiht Ein Abflusszyklus um fasst viele unterschiedliche Hochwasserereignisse Abb 7 5 15 Ereignisse weisen einen Abfluss mit Q gt 400 m s auf 9 davon liegen ber einem HQ 572 m s 6 da von ber einem HQ 727 m s und das gr sste liegt knapp ber einem HO 176 7 2 Referenzmodelle Q m s 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 Abb 7 5 Darstellung s mtlicher Ereignisse mit Oma gt 400 m s w hrend der Mess periode zwischen 2002 und 2009 Vergleich mit der statistischen Auftre tenswahrscheinlichkeit in Jahren J hrlichkeit HQ2 HOs und HQ o Die Geschiebezugabe am oberen Rand entspricht der Transportkapazit t im ersten Querprofil obere Randbedingung transport capacity Dadurch wird gew hrleistet dass keine randbedingten Effekte wie lokale E
80. 6 0 a b jc 30 6 bl 26 10 b2 20 16 b3 F r alle Kombinationen aus Tab 6 7 wurde die Differenz des mittleren Wasserspiegels und die prozentuale Abweichung der totalen Sohlschubspannung T zwischen der 2D und der 1D Modellierung aufgetragen Abb 6 28 Bei einer vollst ndigen berein stimmung w rde das Resultat auf dem Achsenkreuz 0 0 liegen Die Verteilung der einzelnen Resultate zeigt die Wirkung von fr und Aks Je st rker die Korrektur Akg desto mehr steigt im 2D Modell der Wasserspiegel an und je gr sser fr desto geringer wird im 2D Modell die totale Sohlschubspannung Mit fr 5 und Akstw 10 m s 161 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Kombination b2 wird die Abweichung gegen ber dem 1D Modell am geringsten Diese Werte stimmen gut mit den Erkenntnissen aus Kapitel 4 berein 10 0 Ta Typ 0 10 Abb 6 28 F r die unterschiedlichen Parameterkombinationen aus Tab 6 7 sind auf der Abszisse die prozentuale Abweichung der totalen Sohlschubspannung aus der 2D Modellierung gegentiber der 1D Modellierung und auf der Or dinate die daraus entstehenden Wasserspiegeldifferenzen fiir km 20 4 aufge tragen Die einzelnen Punkte sind mit der Kurzbezeichnung aus Tab 6 7 be schriftet Tab 6 8 fasst die Werte zusammen die fiir die weitere 2D Modellierungen verwendet werden Die hydraulische 2D Modellierung der mittleren Wasserspiegel der Hochwas serspitze 2002 HOgoo2
81. 6 33 Einfluss des Turbulenzmodells und der zus tzlichen Korrektur der Bo schungsrauheit auf und Wsp im Querprofil km 20 4 f r den bordvollen Abfluss Q 430 m s keine bewegliche Sohle b h 17 166 6 6 2D Modellierung Am Beispiel der Thur zeigt sich im betrachteten Querprofil dass sich eine solche Ver teilung auch ohne TM einstellt Die Notwendigkeit des TM im Laborbeispiel ist einer seits auf das kleinere b h Verh ltnis zur ckzuf hren andererseits auch auf die sehr einfache gerade und symmetrische Geometrie Zur berpr fung wie stark sich das TM auf die mittlere Sohlenlage am Ende der Vali dierungsperiode auswirkt werden in Abb 6 34 f r die oben beschriebenen drei F lle die mittleren L ngsprofile der Sohle verglichen Es wird deutlich dass weder fr noch die Korrektur der B schungsrauheit einen massgebenden Effekt auf die mittleren Sohlenla gen aus ben Diese unterscheiden sich f r die drei F lle kaum Abb 6 34 Bestvariante Validierung Ohne TM Ohne TM ohne Korrektur Regs 21 20 19 18 x km gt t Abb 6 34 Einfluss des Turbulenzmodells und der zus tzlichen Korrektur der B schungsrauheit auf die Entwicklung der mittleren Sohlenlage w hrend der Validierungsphase Das Turbulenzmodell zeigt im Naturbeispiel nur eine sehr eingeschr nkte Wirkung Gr nde daf r sind zum einen die relativ grosse Profilrelation b h 17 und der entspre chend abgeschw c
82. 66 4 4 Vergleich des 2D Reibungsansatzes mit experimentellen Daten nnnnnenen 71 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsansatze uueeeeeeesensseesnennennnennennennne nennen nennen 75 AST berblicke neue ENERE E VUE 75 452 Trapezprofll n n unns sarah E REE ERE a a be REE isda dee eee i i es 77 4 5 3 Rechteckprofily ic sc secslececvacees clad esc cesss ees esse i ten Rene ac canted delde ees een canes 89 AO Fazia sess E p ae Shite eerie Be wae eee OR nae in oe ee 97 5 Simulation Aufweitung Laborversuch cccsscccsssscssssscsssccssssccssssscssssccsees LOL 5 1 Zielund Inhalt 222 u re a ea nena ein win N tees 101 3 2 2 Punkt Kalibrierung au nennen aneignen 101 53 Grundlagen Laborversuch uenaunseensseneennianteinnkenn nn anian man nv 105 3 4 Kalibrierungsvorgehen u nanennenseneentnsuen nennen namen mass 107 525 Kal brierinssmethode Tl 22 ee Ree RR oes 110 35 1 Hydraulik HY 2s nenn nee 110 5 5 2 Geschiebetransport Einkorn EK irice en E O R 110 5 5 3 Geschiebetransport Mehrkorn MK esssssessssssssseserssssreressesessesersrestenesseeesseesessrseessesees 111 39 4 ZWISCHEN AZIE roisean eane E EIEEE TE GREE E ETE E N E 114 3 6 _Kalibrietuingsmethode 2er E I EEEE N EAE EE deen 116 S6 Hydraulik aema A E E E A ERNE E ee 116 5 6 2 Geschiebetransport Einkorn sesesessseesereeseessesereseseesessresesseserssesersrsersesereeeseesersrseess
83. 73 7 1 Ziekund Inhalt ne es era Anant TA E 173 7 2 Referenzmodelle 22 2 2 a a a a a a nasser Dir 173 12 1 S E VAa A S AEE EE E Ri E 173 72 2 Referenzmodell Bu nis ee Rn 175 7 3 Entwicklung des L ngsprofils cccecccsssessessecsseeseeeneesscesecsseceseesecsaecsaecseecseecaeeeneesneeeneeeneees 178 7 4 Gleichgewichtszustand in Abh ngigkeit diverser Grundgr ssen nennen 179 7 5 Zeitliche Entwicklung der Sohlenver nderungen im OW und UW eenennenensennne 182 7 6 Reduktion des Geschiebeeintrags Geschiebedefiit 2002004200420e nee nnennennennennenneennennnn 185 7 7 Station rer Abfluss als vereinfachte Annahme unessseessesseessesneennennennnnneennennse nennen 187 7 8 Sohlschwelle mit lokaler Aufweitung ersetzen eeneesseessesnsesnesnennennennnennenneenne ernennen 190 7 9 Seriell angeordnete Aufweitungen enensersensennsennsennenennnnnnnennnennen nennen ernennen 198 7 10 Teilaushub statt Vollaushub der Aufweitung 202202000sesnesnesneenennenneenneenee nennen 199 Fl r E E E cn nee IE E ge oT EN 202 8 Schlussfolgerungen und Ausblick cs0ss00000s00000n00000n00000n00000n0nnssnennssnesssnsesnene 205 8 1 Schl ssf lgerungen 4 2 2222 RER een eiermaninerhenteiasiiris 205 82 Ausblick ierat aa a i i a E E 211 Titer turverzeichnis u nella E E E E R i 215 Danksas na een A A A A E E TR AR EAEE KAERT 223 Kurzfassung F
84. Abflusses oder eines ver nderten Abflussquerschnitts 5 7 Diskussion und Fazit Kalibrierungsmethode 2 Die Strickler Beiwerte f r die heterogene Rauheitsverteilung Wand und Sohle werden mit Hilfe der 1D Normalabflussberechnung hergeleitet Dazu werden die unterschiedlichen Normalabflusstiefen in Kanal und Aufweitung sowie die zu er wartenden Sohlen und Bankformverluste in der Aufweitung mitber cksichtigt Mit Hilfe dieser Methode kann ein bereinstimmendes Vorgehen im 1D und 2D Modell gew hrleistet werden Mit den Erfahrungen aus Kapitel 4 und zusammen mit dem TM kann im 2D Modell aufbauend auf der 1D Kalibrierung und mit ge ringfiigiger Justierung der Wandrauheit eine realistische Sohlschubspannungsver teilung erzeugt werden Sowohl mit dem 1D als auch mit dem 2D Modell wird da raufhin die Entwicklung des mittleren Langsprofils gut abgebildet Bemerkenswert dabei ist dass die beiden Modelle auf identischen Strickler Beiwerten ausser der Wandrauheit Sohlen und Bankformverlusten in der Aufweitung und Vorfaktoren der Transportformel basieren Der Vorfaktor des Geschiebemodells und die Kalib rierungsgr sse des Turbulenzmodells stimmen gut mit Literaturwerten berein Grunds tzlich f hrt die zweite Kalibrierungsmethode hinsichtlich instation rer Abfl sse und ndernder Profilrelation zu robusteren Modellen Wird die heterogene Rauheits kombination aufgrund mehrerer Hochwasserspuren f r unterschiedliche Abfl s
85. Anhand der 1D Normalabflussberechnung im Kanal und der Aufweitung ohne bewegliche Sohle werden die Sohlenrauheiten bestimmt und eine Formrauheit in der Aufweitung abgesch tzt F r die 2D Modellierung werden die in Kapitel 4 gewonnenen Erkenntnisse zum Wandreibungseinfluss in Kombination mit dem Turbulenzmodell beigezogen Die Randzellenbreite des unstrukturierten Dreiecks gitters ist gleich der Abflusstiefe des Kalibrierungsabflusses bp A Die Kalibrie rungsmethode 2 wird nur f r ein Einkornmaterial durchgef hrt da die Unterschiede gegen ber dem Mehrkornmaterial f r das Aufzeigen des Kalibrierungskonzepts keinen entscheidenden Einfluss haben 5 6 1 Hydraulik Mit der 1D Normalabflussberechnung werden f r die Kalibrierung der Abflusstiefen resp Wasserspiegel die Strickler Beiwerte angepasst und die korrekte Kombination gesucht F r homogene Randrauheit im Kanal und der Aufweitung ergibt die Normalab flussberechnung die Strickler Beiwerte kg r 66 5 m s und ksi 59 2 m s Abb 5 10 links Eine Variation von Wand und Sohlenrauheit f r beide Profile f hrt zu zwei Kurven f r die in jedem Punkt Normalabfluss gilt Die beiden Kurven zeigen eine unterschiedliche Abh ngigkeit von der Wandrauheit die Kanal Kurve reagiert viel st rker auf zunehmende Wandrauheit als die Aufweitungs Kurve Der Grund daf r ist 116 5 6 Kalibrierungsmethode 2 dass die Profilrelation in der Aufweitung gr sser ist und der Wandeinflus
86. Aufweitung ein steileres L ngsgef lle einstellt als im brigen Kanal Daf r sollte die Aufweitung im Vergleich zum Kanal deutlich breiter die maximale Breite in der Aufweitung ber einen l ngeren Abschnitt vorhanden und die Aufweitung gen gend lang sein e Um ein Eintiefen des gesamten L ngsprofils zu minimieren sollten die Initiale rosionen am oberen und unteren Ende der Aufweitung m glichst klein gehalten werden Dies kann z B durch eine Anreicherung der Sohle mit Grobkomponen ten in den Bereichen der Erweiterung und insbesondere im Bereich der Veren 197 7 Praxisbezogene Fragestellungen gung und unmittelbar unterstrom davon erreicht werden oder auch durch Vor wegnahme der Ablagerungen in der Aufweitung vgl Abschnitt 7 10 7 9 Seriell angeordnete Aufweitungen Mit Referenzmodell B wird untersucht wie sich eine zweite Aufweitung die oberstrom einer bestehenden Aufweitung realisiert wird auf die untere Aufweitung und die mittle re Sohle auswirkt und wie entscheidend dabei der Abstand zwischen den Aufweitungen ist Ausgangssituation f r die Modellierungen ist die Sohle wie sie sich mit der unteren Aufweitung nach einem Abflusszyklus einstellt Im Abstand von X 0 1 oder 3 km wird oberstrom davon eine zweite Aufweitung erstellt und mit einem weiteren Ab flusszyklus belastet Die L nge der oberen Aufweitung ist jeweils 2 km analog zur unteren Abb 7 29 stellt f r die drei Konfigurationen die mittle
87. Aufweitung steiler einstellt als das mittlere Kanalgef lle dann wird ber die L nge der Aufweitung eine gr ssere H hen differenz berwunden als mit dem Kanal Ist die Aufweitung gen gend lang so sollte mit der dadurch gewonnenen H hendifferenz die Absturzh he der Schwelle kompen siert werden k nnen Bei x 17 654 km wird ein 1 m hoher Absturz in der Sohle eingebaut Abb 7 22 In Anlehnung an die Thur weist die Ausgangssohle ober und unterstrom davon ein Gef l le von 1 7 o auf B schung und Vorl nder verlaufen kontinuierlich und ohne Stufe mit einem Gef lle von 1 7 o oberstrom und von 1 8 o unterstrom der Schwelle der Absturz beschr nkt sich auf die Sohle Entsprechend ist das Hauptgerinne unterstrom der Schwelle st rker eingetieft als oberstrom Der Geschiebeeintrag am oberen Rand ent spricht der Transportkapazit t f r den modellierten Abfluss Die Simulationen werden 190 7 8 Sohlschwelle mit lokaler Aufweitung ersetzen mit Einkornmaterial durchgef hrt und ber cksichtigen keine Sortierprozesse die zu einer tempor ren Selbststabilisierung der Sohle f hren k nnten Folgende vier F lle werden betrachtet A Kanal mit Schwelle Vergleichbar mit der Situation in der Thur nach dem Bau der Schwelle 1978 B Kanal nach Entfernung der Schwelle Wie w rde die mittlere Sohle reagieren wenn ohne weitere Massnahme die Schwelle entfernt w rde C Aufweitung mit Schwelle Vergleichbar mit der Situation in d
88. C 1 0 f r P Py lt 6 546 2 26 Gleichung 2 23 resultiert durch Gleichsetzung der beiden mittleren Geschwindigkeiten des Gesamtab flussquerschnitts Gleichung 2 6 mit kst Asim aus Gleichung 2 8 und des Sohlenabflussquerschnitts Gleichung 2 6 mit R R und kg kst Die mittlere Geschwindigkeit des Gesamtabflussquerschnitts wird mit Gleichungen und berechnet die des Sohlenabflussquerschnitts mit Gleichung 2 6 wobei anstelle von R und kg der unbekannte reduzierte hydraulische Sohlenradius R und der Reibungskoeffi zient f r die Sohle kst eingesetzt werden 29 2 Grundlagen Ce 0 5857 R P f r Py Py gt 6 546 2 27 und mit a 3 23log P P C 1 0 4 6052 2 28 wobei C 1 5 f r homogen verteilte Rauheit 2 29 02115 C 1 5 Ka k f r rauere W nde ks w gt ksp 2 30 0 203 C 15 ky ks f r glattere W nde kw lt ks 2 31 Mit Gleichungen 2 2 und 2 22 l sst sich die mittlere Sohlschubspannung bestimmen mit _ 100 SF 1 T AJ 2 32 Es gilt hier anzumerken dass die Beziehung in Gleichung 2 30 und 2 32 f r hetero gen verteile Rauheit nur aufgrund von wenigen Experimenten zustande gekommen ist In den beiden heterogenen Experimenten mit ksw gt ks war die Sohle jeweils glatt aus gebildet KNIGHT ET AL 1992 stellten in ihren Untersuchungen allgemein fest dass der Effekt der Sekund rstr mung auf die Sohlschubspannungsverteilung gr sser ist als
89. D Modell wird hinsichtlich der Hydraulik und des Geschie betransports mit Hilfe von Labordaten einer Flussaufweitung kalibriert Es werden unabh ngig voneinander zwei unterschiedliche Kalibrierungsmethoden angewandt In beiden F llen gelingt es sowohl mit dem 1D als auch mit dem 2D Modell die Entwick lung des mittleren L ngsprofils gut wieder zu geben 124 Kalibrierungsmethode 1 Der in den Laborunterlagen angegebene Strickler Beiwert f r die Wandrauheit wird als gegeben und nicht ver nderbar angenommen Die Strickler Beiwerte f r die Sohle im Kanal und der Aufweitung werden f r das 1D und das 2D Modell unab h ngig voneinander kalibriert Das mittlere L ngsprofil der Sohle f r den vorgege benen Geschiebeeintrag wird im Kanal mit der Geschiebetransportkapazit t An passung Vorfaktor der Transportformel und daraufhin in der Aufweitung mit Hilfe von Sohlenform Beiwerten kalibriert Das 2D Modell wird ohne Ber cksichtigung eines Turbulenzmodells kalibriert Damit wird der Wandeinfluss untersch tzt und folglich die Geschiebetransportka pazit t bersch tzt Entsprechend muss mit einem pauschalen Korrekturfaktor Halbierung des Vorfaktors in der Transportformel das Geschiebemodell angepasst werden Das so kalibrierte Modell kann f r den einen station ren Kalibrierungsab fluss korrekte Resultate liefern Es ist jedoch nicht robust gegen ber einer nde rung der Profilrelation wie z B im Fall eines instation ren
90. Der Nachteil dieser Definition liegt in den lokalen Kolkph nomenen die in die Berechnung der Versatzh he eingehen Der Vorteil liegt in der eindeutigeren Be stimmung Die eigentliche Versatzbildung ist prim r ein hydraulisches Ph nomen Stellt sich so wohl in der Aufweitung als auch in den Strecken ober und unterstrom davon Normal abfluss ein ergibt sich mit den Normalabflusstiefen Normalabflussgeschwindigkeiten und dem Energielinienverlauf die Sohlenlage und somit die Versatzh he Die hydrau lisch bedingte Versatzh he ergibt sich aus der Differenz der spezifischen Energie ober halb und unterhalb der Querschnittsver nderung abz glich der durch die Querschnitts ver nderung verursachten Verlusth he Da die Normalabflussgr ssen direkt vom Ab flussquerschnitt abh ngen hat das Breitenverh ltnis einen entscheidenden Einfluss auf das Mass der Versatzh he Je gr sser das Breitenverh ltnis umso gr sser f llt die Ver satzh he aus HUNZINGER 1998 Aufweitung Abb 2 11 Versatzh he s in der Erweiterung nach HUNZINGER 1998 Die Ausbildung des Ablagerungsk rpers und der Versatzh he in einer Aufweitung und folglich die Wirkung auf die ober und unterhalb liegenden Flussabschnitte ist von diversen geometrischen aber auch morphologischen Randbedingungen abh ngig In REQUENA ET AL 2005 sind die Einfl sse einiger Gr ssen ausgehend von numerischen und gest tzt auf die physikalischen Modellversuche unter station ren
91. Diese Abweichung kommt nicht durch die Vernachl ssigung von Sekund rstr mungseffekten zustande sondern viel mehr durch die Art der Unterteilung des Gesamtquerschnitts in unterschiedliche Teil querschnitte wie der Vergleich mit der Guo amp Julien Approximation verdeutlicht Die Beurteilung der Einstein Approximation hinsichtlich heterogener Rauheitsverteilung gestaltet sich schwieriger Dazu sind kaum systematische Studien vorhanden die zu Vergleichszwecken beigezogen werden k nnen Ein Vergleich mit einem empirischen Ansatz nach KNIGHT ET AL 1992 zeigt dass zumindest f r kleinere B schungsrauhei ten als Sohlenrauheiten die Approximationen gut bereinstimmen Die gr sseren Ab weichungen im Fall von gr sseren B schungsrauheiten als Sohlenrauheiten sind eher auf die wenigen Grundlagendaten zur Herleitung der empirischen Beziehung in KNIGHT ET AL 1992 zur ckzuf hren Tendenziell d rfte der Einfluss einer rauen B schung im Einstein Ansatz bersch tzt werden Im Hinblick darauf dass Strickler Beiwerte keine messbare Gr ssen sind und ohnehin kalibriert werden m ssen ist die Einstein Approximation eine gute und einfache Methode um in kompakten Profilen f r 1D Modellierungen den Einfluss der B schungsrauheit zu ber cksichtigen Der Einstein Ansatz ist f r Trapez und Rechteckprofile gleichermassen einsetzbar Der Vergleich der 2D Modellierung mit Labordaten f r kompakte Profile ergab eine gute bereinstimmung falls di
92. Expansionsbereich E Aufweitung A Verengungsbereich V und Unterwasserkanal UW zusammen Abb 7 1 und Abb 7 2 Die Gr ssen der Referenzgeometrie und Ausgangskonfiguration sowie der Variationsbereich einzelner Parameter sind in Anlehnung an die Thur gew hlt und in Tab 7 1 aufgelistet Q 600 m s entspricht einem Hochwasserabfluss eines 2 bis 5 j hrlichen Ereignisses Kanal und Aufweitung sind in allen F llen als Rechteckprofil modelliert Das Geschiebe wird mit einem Einkornmaterial modelliert Oberwasser A P Unterwasser E V Seas Aufweitung pate Low 3000 m Abb 7 1 Grundrissskizze der Ausgangskonfiguration des Referenzmodells A b 50m b 100 m Abb 7 2 Querprofile des Kanals links und der Aufweitung rechts der Ausgangs konfiguration des Referenzmodells A 174 7 2 Referenzmodelle Tab 7 1 Ausgangskonfiguration und Variationsbereich der untersuchten Parameter Ausgangskonfiguration Variationsbereich Referenzgeometrie bx m 50 ba m 100 63 bis 200 Low m 3000 Lr m 150 La m 500 250 bis 1500 Lv m 150 Luw m 1000 gt ap av 9 5 2 5 bis 26 5 Weitere Gr ssen Q m s 600 200 bis 1800 Qs m s 0 136 KO d mm 22 5 5 bis 44 Jk o 1 5 Anfangszustand der Modellierungen war jeweils ein Kanal im Gleichgewicht Die entsprechende Geschiebetransportkapazit t wurde f r die jeweilige Parameterkombina tion d O
93. F llen gut mit den dokumentierten Daten aus Labor und Natur berein Aus diesem Teil der Arbeit resultiert die Feststellung dass die wesentlichen Prozesse bei Flussaufweitungen bezogen auf die mittlere Sohlenlage mit einem 1D Modell effizient abgebildet werden k nnen F r die Quantifizierung der bergeordneten Transportvolumina in nat rlichen Gew ssern mit breiter Kornverteilung sind Mehrkornans tze besser geeignet als Einkornmodellierungen Des Weiteren wird das 1D Modell auf praxisbezogene Fragestellungen angewendet Dazu geh ren u a die Entfernung einer bestehenden Sohlschwelle bei gleichzeitiger Realisierung einer lokalen Aufweitung der Effekt einer zus tzlichen Aufweitung die oberhalb einer bereits bestehenden angeordnet wird und der Effekt wenn zuk nftige Ablagerungen in einer Aufweitungen von Beginn weg eingebaut werden Wesentliche Dimensionierungsgr ssen werden dabei variiert und deren Auswirkungen aufgezeigt und diskutiert xi Abstract River widening is one measure in river engineering to prevent the river bed from ero sion to manage flood levels to trap bed load and to upgrade the ecological conditions in a river From a river engineering point of view the long term development of the spatially averaged longitudinal bed profile due to a local river widening is of great interest With numerical simulations it can be predicted for different conditions and for different time frames In this thesis the computat
94. In den seitlichen Nischen der Erweiterung wird infolge einer R ckstr mung Material abgelagert In Gerinnemitte bei y 0 m erreicht der Sohlenversatz erst bei x 2 m ein topographisches Maximum Die Morphologie beschreibt HUNZINGER 1998 Kap 8 wie folgt Die Sohle im Kanal blieb abgesehen von kleinen D nen mehr oder weniger eben ausgebil det In der Aufweitung bildete sich eine morphologische bergangsform zwischen alternierenden B nken und verzweigtem Gerinne Die B nke waren statisch und blieben an Ort Das transportierte Geschiebe wurde zwischen den B nken durch die Aufweitung transportiert Die beobachtete Morphologie stimmt gut mit dem durch ZARN 1997 modifizierten Abgrenzungskriterien von DA SILVA 1991 berein 106 5 4 Kalibrierungsvorgehen z m 0 05 10 5 0 5 10 x m Abb 5 3 Mittlere L ngsprofile der eingebauten Ausgangssohle und der Sohle des Wasserspiegels und der Energielinie im Endzustand des Laborversuchs Da ten aus HUNZINGER 1998 h m 0 06 i vr vyr vYYvv vy Wy 10 5 0 5 10 x m Abb 5 4 Mittlere L ngsprofile der Abflusstiefe und Fliessgeschwindigkeit im Endzu stand des Laborversuchs Daten aus HUNZINGER 1998 Tab 5 2 Resultierende mittlere Gr ssen im Endzustand aus dem Laborversuch HUNZINGER 1998 Kanal Aufweitung Versatz ug Frg hg Jk UA Fra ha Jr S m s mm o m s mm o mm Labor 0 46 0 66 50 3 77 0 35 0 69 26 5 02 31
95. Kalibrierung abgewichen werden muss Zum Vergleich der Transportformeln MPM multi und MPM H vgl Abschnitt 3 1 2 wurden zwei Modellierungen mit bereinstimmenden Parametern und Vorfaktoren einmal mit MPM multi f 0 625 und einmal mit MPM H f 1 verglichen Abb 6 23 F r beide Simulationen wurde von einer Referenztransportkapazit t ausgegangen die mit einem Einkornansatz dm 24 5mm bestimmt wurde Die zwei unterschiedliche Mehrkorntransportformeln MPM multi und MPM H f hren nur zu geringen Unter schieden 156 6 5 1D Modellierung Topo 2002 Topo 2009 modelliert MPM multi Topo 2009 modelliert MPM H 21 20 19 18 x km S Abb 6 23 Mittlere Sohlenlage von 2009 modelliert mit den zwei unterschiedlichen Transportans tzen MPM H und MPM multi F r die Einkornmodellierung wurden jeweils nur die Abfl sse Q gt 100 m s ber cksich tigt da die Korngr sse dm bei kleineren Abfl ssen nicht transportiert wurde Bei einer Mehrkornmodellierung k nnen feinere Kornfraktionen bereits bei kleineren Abfl ssen transportiert werden Entsprechend sollte eine repr sentative Abflussganglinie auch kleinere Abfl sse ber cksichtigen Um den Einfluss unterschiedlicher Abflussgrenzwer te auf die Sohlenlage zu pr fen wurden zwei Simulationen durchgef hrt einmal mit O gt 50 m s und einmal mit Q gt 100 m s In beiden F llen wurde eine Referenztrans portkapazit t bestimmt und mit f 0 85 reduziert Durch die R
96. Kornrauheit im Kanal und einer zus tzlichen Formrauheit betrach tet so ergibt sich der Einfluss der Formrauheit in der Hydraulik nach Gleichung 2 12 zu K kstv a kstb x Diese Gr sse l sst sich mit fra dem Einfluss der Formrauheit in der Transportformel vergleichen Tab 5 4 Die unterschiedlichen Formrauheitsein fl sse liegen in derselben Gr ssenordnung sind aber im hydraulischen Modell gr sser als im Geschiebetransportmodell Auffallend ist dass der Einfluss der Formrauheit im 2D Modell geringer ausf llt als im 1D Modell Dieser Trend gilt bereinstimmend f r die Hydraulik und f r das Geschiebemodell 112 5 5 Kalibrierungsmethode 1 Tab 5 4 Resultierende Kalibrierungsgr ssen im 1D und 2D Modell 1 5 k k k KoA J stw As nk As na fork Sora to Kx m s m s m s HY ie R z 1D EK 64 68 58 0 76 1 0 87 0 63 MK 1 0 87 1 12 HY P 2D EK 64 61 57 0 90 1 0 97 0 34 MK 1 0 97 0 53 1 2 Tab 5 5 Resultierende Gr ssen aus der 1D und 2D Modellierung im Vergleich zu den Laborversuchen HY Hydraulik EK Einkornmodell MK Mehrkorn modell Kanal Aufweitung Versatz UK Fre hy Jk Ur Fr ha Ja S m s mm o m s mm o mm Labor 0 46 0 66 50 3 77 0 35 0 69 26 5 02 31 HY 0 46 0 66 50 3 77 0 35 0 69 26 5 02 1D IEK 0 46 0 66 50 3 78 0 35 0 69 26 5 00 28 MK 0 46 0 66 50 3 75
97. Modellierungen erfolgreich prognostiziert werden kann Die verwendeten 1D und 2D Modelle von BASEMENT Kapitel 3 unterscheiden sich grunds tzlich in den Reibungsans tzen Kapitel 4 Das 1D Modell gewichtet und mit telt einzelne Randreibungsbereiche zur Bestimmung eines Gesamtabflusses mit der Einstein Approximation und ber cksichtigt einen reduzierten hydraulischen Sohlenra dius zur Bestimmung der mittleren Sohlschubspannung Im Hinblick darauf dass Soh lenrauheiten ohnehin kalibriert werden m ssen ist die Einstein Approximation eine zuverl ssige und einfache Methode um in kompakten Trapez und Rechteckprofilen f r 1D Modellierungen den Einfluss der B schungsrauheit zu ber cksichtigen Abschnitt 4 3 Im 2D Modell wird sowohl der Abfluss als auch die Sohlschubspannung lokal in jeder einzelnen Gitterzelle bestimmt unabh ngig von der Gesamtprofilbreite Ohne Anwendung eines Turbulenzmodells wird im verwendeten Modell der Einfluss der B schungsreibung auf die Hydraulik und den Geschiebetransport deswegen tendenziell untersch tzt Abschnitt 4 4 W hrend die Unterschiede zwischen den Resultaten aus 1D bzw 2D Modellen f r breite Profile marginal sind fallen diese bei kompakten Profilen zunehmend ins Gewicht Dass Abflussprofile bei gr sseren Hochwasserereig nissen durchaus kompakt werden k nnen haben Absch tzungen f r Schweizer Fliess gew sser gezeigt vgl Abb 1 2 Die Unterschiede zwischen dem 1D und 2D Modell in kompa
98. Nachbildung von nat rli chen Gew ssern mit Mehrkornmodellen fehlen in den meisten F llen detaillierte Daten grundlagen zur Verifizierung der Prozesse Zudem wirken in der Natur alle m glichen Prozesse gleichzeitig und beeinflussen sich gegenseitig 154 6 5 1D Modellierung In diesem Abschnitt wird berpr ft ob eine breite Fraktionierung des Korngemischs das mittlere L ngsprofil gegen ber einer Einkornmodellierung ver ndert Die Kalibrierung und Validierung von Fall 2 d 24 5mm wird mit einer Mehrkornmi schung mit f nf Kornfraktionen wiederholt Die Mehrkornmischung ist so gew hlt dass dm 24 5 mm und o 2 wobei o ds4 d 6 eine Kenngr sse f r die Breite der Korn verteilung ist Abb 6 20 Falls o gt 1 5 wird von einer eher breiten Kornverteilung gesprochen und nat rliche Abpfl sterungsvorg nge k nnen eintreten LITTLE UND MAYER 1972 BEZZOLA 2013 A Oo oO O P 0 10 20 30 40 d mm Abb 6 20 Fraktionierung der modellierten weit gestuften Geschiebemischung mit dm 24 5 mm und o 2 Fir die Abflussganglinie Qi73 39 wird die Geschiebeganglinie Qs 78 89 wiederum bezo gen auf eine Referenztransportkapazit t Osrer 78 89 kalibriert Mit fr 0 50 f llt die Ver nderung des mittleren L ngsprofils der Sohle zwischen 1978 und 1989 minimal aus Die Gegen berstellung der mittleren Sohle der Ein und Mehrkornmodellierung sowie der Vermessung in Abb 6 21 zeigen kaum Unterschiede Die
99. Natur beobachtet In der Literatur wird dieser Effekt f r Geschiebetransportberechnungen oft mit einer reduzierten Breite ber cksichtigt BEZZOLA 2013 93 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Die totale Geschiebetransportkapazit t G in Abh ngigkeit von fr ist in Abb 4 33 rechts dargestellt Durch das Turbulenzmodell mit fr 5 wird die Transportkapazit t um ungef hr 20 reduziert _ 100 z N N E gt 2300 F 75 200 50 100 25 0 0 0 1 2 3 4 5 f Abb 4 33 Einfluss des Turbulenzmodells und des Faktors fr auf die laterale Sohl schubspannungsverteilung links und die Geschiebetransportkapazit t rechts 9 kg s m 0 7 5 0 yim 7 Abb 4 34 Spezifische Geschiebetransportkapazit t in den einzelnen Zellen f r unter schiedliche fr Im vorangehenden Abschnitt wurde der Effekt des Turbulenzmodells im Zusammen hang mit der Gitteraufl sung diskutiert Daraus ging hervor dass der Effekt der Wand reibung am besten mit einer Randzellenbreite entsprechend der Abflusstiefe und mit fr im Bereich von 1 bis 5 modelliert werden kann 94 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze Modellierung ohne Wandreibungsansatz Wird in 2D Modellierungen auf die Wandreibung verzichtet muss der Reibungsverlust anderweitig ber cksichtigt werden um bereinstimmende hydraulische Bedingungen zu erreichen Dies f hrt in der Modellkalibrierung meist zu einer h heren Sohlenra
100. Sohlabsenkungen zwischen den Aufweitungen Diese sind unabh ngig von Xa erstre cken sich aber mit gr sserem Abstand ber eine l ngere Distanz Die maximale Sohlab senkung tritt unmittelbar unterhalb der oberen Aufweitung nach Abklingen eines maxi malen Hochwasserereignisses auf in diesem Beispiel nach dem Ereignis von 2005 Eine Aufweitung kann entweder durch vollst ndigen Aushub oder durch Teilaushub erstellt werden wobei bei Teilaushub das aus den Vorl ndern abgetragene Material ber den ganzen Querschnitt gleichm ssig verteilt wird Langfristig n hern sich die mittleren Sohlen im Modell in beiden F llen unter Annahme eines ausgeglichenen Geschiebeauf kommens derselben Gleichgewichtssohle an Die zwischenzeitliche Entwicklung unter scheidet sich hingegen Mit einem Teilaushub n hert sich die mittlere Sohle von einer 203 7 Praxisbezogene Fragestellungen h heren Kote aus der Endsohle an Mit Vollaushub kommt es unmittelbar ober und unterhalb der Aufweitung zu st rkeren Erosionen und damit zu einem Absenken des ganzen L ngsprofils im Bereich der Aufweitung Diese Erosionen werden aufgrund der stark ndernden Profilrelation verursacht Im Modell werden sie durch einen Auflan dungstrend wieder kompensiert und die mittlere Sohle n hert sich der Endsohle von einer tieferen Kote her an In Natur k nnen die Erosionen auch dann auftreten wenn die Flusssohle aufgrund eines bergeordneten Geschiebedefizits grunds tzlich in
101. Versuchsanstalt f r Wasserbau Vi AJ Hydrologie und Glaziologie y der Eidgen ssischen Technischen Hochschule Z rich Mitteilungen 231 Numerische Modellierung von Flussaufweitungen Thomas Berchtold Z rich 2015 Herausgeber Prof Dr Robert Boes Zitiervorschlag f r VAW Mitteilungen Berchtold Th 2015 Numerische Modellierung von Flussaufweitungen VAW Mitteilungen 231 Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie VAW R M Boes ed ETH Z rich Schweiz Im Eigenverlag der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie ETH Z rich CH 8093 Z rich Tel 41 44 632 4091 Fax 41 44 632 1192 e mail info vaw baug ethz ch Z rich 2015 ISSN 0374 0056 Die Kunst des Modellierers ist nicht bloss den passenden Schl ssel f r die richtige Schraube zu finden sondern vielmehr die Sensitivit t des Resultats gegen ber dem Drehen unterschiedlicher Schrauben zu verstehen Vorwort Dr Berchtold besch ftigt sich in der vorliegenden Forschungsarbeit mit Flussaufwei tungen Gerade im Hinblick auf das im Schweizerischen Gew sserschutzgesetz formu lierte Ziel der Renaturierung von Fliessgew ssern und der Wiederherstellung der Ge schiebedurchg ngigkeit sind lokale und bereichsweise Flussaufweitungen en vogue dienen sie im Flussbau doch u a als Geschieber ckhalteraum oder aus kologischer Sicht als wichtiger so genannter Trittstein im Zuge von morphologischen Aufwertungen
102. abzubilden In der 2D Modellierung konnte auf eine zus tzliche Reduktion von 4 in der Aufweitung gegen ber von Qx im Kanal verzichtet werden da sich in der 2D Modellierung Teilgerinne mit konzentriertem Geschiebetransport bilden k nnen 169 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Mit obigen Anpassungen gelang es mit beiden Modellen die Entwicklung der Sohle auch w hrend der Validierungsperiode gut zu reproduzieren Die j hrlich eingetragenen Geschiebevolumina stimmten f r diesen Zeitraum besser mit den Werten aus Geschie behaushaltstudien berein als f r die Kalibrierungsperiode Ein Vergleich der kalibrier ten 1D Modellierungen einmal mit Einkorn und einmal mit Mehrkorn zeigt dass eine Ber cksichtigung von Mehrkorn nicht zu einem grunds tzlich anderen mittleren L ngs profil f hrt Sortierprozesse soweit sie mit dem numerischen Modell abgebildet werden k nnen spielen darin eine untergeordnete Rolle Sowohl mit dem 1D Modell als auch mit dem 2D Modell war es m glich jeweils mit Einkorn oder mit Mehrkornmaterial die Entwicklung der mittleren Sohle zu reprodu zieren Dazu wurde f r die unterschiedlichen Simulationen einerseits der Geschiebeein trag in den Perimeter angepasst andererseits das Transportverm gen durch Anpassung der kritischen Sohlschubspannung innerhalb des Kanals und der Aufweitung individuell beeinflusst Der resultierende j hrliche Geschiebeeintrag wurde tendenziell bersch tzt Obige Massnahm
103. al f hren Die Auflandung im Oberwasserkanal kann je nach Situation erw nscht sein oder nicht Befindet sich der Flussabschnitt im Erosionszustand und drohen 209 Schlussfolgerungen und Ausblick dadurch Stabilit tsprobleme der Ufersicherungen dann ist eine Auflandung im Ober wasser erw nscht Sie wirkt der Erosionstendenz entgegen F hrt eine Auflandung aber zu einer Reduktion des Abflussquerschnitts und reichen die bestehenden Hochwasser schutzd mme nicht mehr aus sind die Auflandungen nicht erw nscht Die Kolke im Erweiterungs und Verengungsbereich entstehen meistens in einer An fangsphase nach dem Bau der Aufweitung Abschnitt 7 5 Sie gef hrden die Ufersiche rungen und k nnen zu einer allgemeinen Erosion der Sohle im Oberwasser f hren Sie k nnen mit Sohlensicherungsmassnahmen reduziert werden oder indem die Versatzbil dung im Erweiterungsbereich vorweggenommen wird Falls die Ablagerungen in der Aufweitung beim Bau vorweggenommen werden bilden sich die Kolke im Erweite rungs und Verengungsbereich weniger aus das Geschiebedefizit im Unterwasser infol ge Materialr ckhalt ist geringer und von k rzerer Dauer Zudem sind allenfalls weniger Materialtransportfahrten notwendig Abschnitt 7 10 Interaktion mit Sohlenfixpunkten In den n chsten 80 Jahren sollen alleine in der Schweiz 4 000 Flusskilometer revitali siert werden DENZLER 2014 Dies beinhaltet unter anderem den Bau vieler Aufwei tungen die grossr
104. ares Unterteilen des gesamten Korngr ssenbe reichs von 0 bis 3 6 mm in sechs Segmente wurden zuerst die feinste und die gr bste 108 5 4 Kalibrierungsvorgehen Kornfraktion mit einem Korndurchmesser dg 0 3 mm resp dge 3 3 mm definiert Die dazwischen liegenden brigen vier logarithmisch quidistanten Kornfraktionen weisen die charakteristischen Korngr ssen dp 0 48 mm de 0 78 mm dg4 1 26 mm und dgs 2 04 mm auf F r die Bestimmung des prozentualen Gewicht anteils jeder Kornfraktion wurden die Fraktionsgrenzen mittig zwischen die charakteris tischen Korngr ssen der angrenzenden Fraktionen dpi und dga 1 gelegt Die charakteris tischen Korngr ssen der Fraktionen die prozentualen Gewichtsanteile und die Frakti onsgrenzen sind in Tab 5 3 zusammengestellt Tab 5 3 Fraktionierung der Kornverteilung f r das Mehrkornmodell Kornfraktion dpi Ppi Amin pi Amax pi mm mm mm pl 0 30 5 0 00 0 39 f2 0 48 11 0 39 0 63 3 0 78 26 0 63 1 02 p4 1 26 35 1 02 1 65 p5 2 04 18 1 65 2 67 p6 3 30 5 2 67 3 60 Die Modellgeometrie im numerischen Modell unterscheidet sich geringf gig vom La borversuch Die L nge von Kanal und Aufweitung betragen im numerischen Modell je 20 m und sind damit l nger als die Originalgeometrie im Labor Dadurch k nnen Rand effekte im numerischen Modell besser kontrolliert werden Das 1D Modell wurde mit tels 242 Querprofilen erstellt Die Abst nde der Q
105. assenerhaltung Gleichung 3 1 und der Impulserhaltung Gleichung 3 2 zusammen 0A Q en ana 3 1 a ax o 0 oh gA gdA gAS 0 2 at res gt oQ wobei E lokale Beschleunigung Q u konvektive Beschleunigung Ox A oh gA hydrostatischer Druck x gAJ Gewichtsterm ZAS Reibungsterm Die Gleichungen sind g ltig unter Annahme einer hydrostatischen Druckverteilung einer gleichf rmigen Geschwindigkeitsverteilung und eines horizontalen Wasserspie gels je Querschnitt sowie eines geringen L ngsgef lles Zudem wird vorausgesetzt 49 3 Verwendete numerische Modelle dass ein Normalabfluss Widerstandsgesetz auch f r instation re Abfl sse angewandt werden kann Der Reibungsquellterm Spin der Impulserhaltung Gleichung 3 2 lautet olo S ae 3 3 wobei die sog Conveyance K definiert ist als K Ac gR 3 4 Wird Gleichung 3 4 in Gleichung 3 3 eingesetzt dann kann Sr mit Q um4 umgeschrieben werden zu 2 u Ge 3 5 TER 3 5 F r den Reibungswiderstandskoeffizienten cr kann das Strickler Widerstandsgesetz angewandt werden Somit folgt aus Gleichungen 2 6 und 3 5 R G k 3 6 vz Die mittlere Fliessgeschwindigkeit um kann dann geschrieben werden als Un Cc u 3 7 wobei u RS 3 8 die Sohlschubspannungsgeschwindigkeit ist Die ber den ganzen Querschnitt gemittelte Randschubspannung Tm ergibt sich aus Gleich
106. asserspuren nicht aber die Wasserspiegellagen von niedrigen Ab fl ssen Die folgend beschriebene Kalibrierung mit Labordaten und die Kalibrierung mit Naturdaten Kapitel 6 basieren auf nur einem Abflusszustand resp Hochwasserer eignis Die Kalibrierungsmethode wird deshalb angepasst und mit Hilfe unterschiedli cher Profilrelationen durchgef hrt Die Unsicherheiten und M glichkeiten bei entspre chender Datengrundlage werden aufgezeigt und diskutiert 104 5 3 Grundlagen Laborversuch 5 3 Grundlagen Laborversuch HUNZINGER 1998 modellierte k nstlich erstellte lokale Aufweitungen systematisch mit Laborversuchen Er untersuchte die Entwicklung des mittleren L ngsprofils oberhalb unterhalb sowie innerhalb einer lokalen Aufweitung mit beweglicher Sohle Seine Ar beit f hrte zu einer Dimensionierungsanleitung f r lokale Flussaufweitungen HUNZINGER 2004 F r seine Versuche w hlte er die Kornverteilung die Abflussgr s sen und die Geometrie in Anlehnung an das Fallbeispiel der Aufweitung bei Utzenstorf an der Emme ZARN amp HUNZINGER 1996 F r die Modellkalibrierung wird in der vor liegenden Arbeit Versuch A75_2 verwendet da dieser ein f r die Praxis realistisches Aufweitungsverh ltnis von J 2 5 aufweist Der Laborversuch wurde in einem Rechteckgerinne mit rauen W nden und beweglicher Sohle unter station ren Abflussbedingungen durchgef hrt Ein kompakter Kanal mit Breite bg 0 30 m und L nge Lg 10 6 m geht inne
107. auf die tiefengemittelte Geschwindigkeit Die Knight Approximation wird in Abschnitt 4 3 weiteren Approximationen gegen ber gestellt Approximation nach GUO amp JULIEN 2005 GUO amp JULIEN 2005 leiteten f r die Bestimmung der mittleren Sohl und Wand schubspannung in glatten rechteckigen Profilen zwei Approximationen her Die erste Approximation ber cksichtigt in Anlehnung an EINSTEIN 1942 lediglich die gravitati ven Effekte die zweite Approximation erg nzt erstere mit pauschalen Korrekturfakto 30 2 2 Gerinnestr mung ren Damit werden einerseits den Effekten der Sekund rstr mung und andererseits den Reibungsverlusten entlang der Separationslinien zwischen den unterschiedlichen Ab flussbereichen Rechnung getragen Die Bestimmung der mittleren Sohlschubspannung durch die erste Approximation ohne Ber cksichtigung von Sekund rstr mungen lautet ti 4b 1 m _ rn 2 pghI xh a 2n 1 ee mit exp n h b Die zweite Approximation mit pauschalen Korrekturfaktoren lautet ah h 4 z a ztan e b nr 2 34 m Die Guo amp Julien Approximation wird in Abschnitt 4 3 weiteren Approximationen gegen ber gestellt Quantifizierung des Einflusses der Sekund rstr mung ANSARI ET AL 2011 untersuchten mit systematischen numerischen Simulationen und der Implementierung der analytischen Gleichungen 2 33 und 2 34 von GUO amp JULIEN 2005 den Einfluss der Sekun
108. auheitskurven f r die Aufweitung die Richtige ist resp wie fpr gew hlt werden muss Da als Kalibrierungsgrundlage nur ein Abflusszu stand zur Verf gung steht fehlen Informationen um s mtliche unbekannten Gr ssen zu bestimmen und fpr muss deshalb abgesch tzt werden Dazu stehen vier Vorgehenswei sen a bis d zur Auswahl 118 a b c Formfaktor aus Literaturangaben absch tzen Ein blicher Wert f r praktische Anwendungen wird z B in BEZZOLA 2013 zu for 0 85 angegeben Dies f hrt zu einem Schnittpunkt der beiden Kurven bei kg 65 3 m s und kstw 70 5 m s Kornrauheit aus Kornzusammensetzung absch tzen F r einen massgebenden Korndurchmesser kann mit der Beziehung nach Strickler Gleichung 2 7 die Kornrauheit abgesch tzt werden Unter Annahme dass sich f r den Gleichge wichtszustand mit stetigem Geschiebeeintrag keine Deckschicht bildet und des halb nicht do sondern ein mittlerer Korndurchmesser dm massgebend wird er rechnet sich ks n zu 64 3 m s Dies entspr che einer Wandrauheit von ks w 74 4 m s und einem fpr von 0 87 Absch tzung der Wandrauheit In den Unterlagen zu den Laborversuchen HUNZINGER 1998 wird ksi mit 64 m s angegeben Wird dieser Wert ber nommen ergibt sich kst 67 4 m s und Sor 0 82 5 6 Kalibrierungsmethode 2 d Unter Annahme einer homogen verteilten Rauheit in beiden Profilen kann fur mit Gleichung 2 10 und kst ks r 66 5 m s un
109. aulik und gleicher Transportformel im 1D und 2D Modell hnliche Resul tate zu erzeugen ohne nachtr glich eine allzu grosse pauschale Korrektur am Geschie betransportmodell vornehmen zu m ssen Mit der in Abschnitt 5 6 aufgezeigten zweiten Kalibrierungsmethode soll auf diesen pauschalen Korrekturfaktor im 2D Modell ver zichtet werden k nnen Ein Vergleich der morphologischen Struktur im Erweiterungsbereich zwischen numeri schem Modell und Laborversuch in Abb 5 8 veranschaulicht dass die morphologischen Prozesse mit dem 2D Modell nur ansatzweise abgebildet werden k nnen Sowohl die lateralen Ablagerungen in den Erweiterungsecken als auch die Ablagerung in Gerin nemitte Mittelbank resultieren nicht gleich ausgepr gt wie im Labor Die komplexe Str mung im Erweiterungsbereich ist durch dreidimensionale Effekte gepr gt und l sst sich deshalb mit tiefengemittelten Ans tzen nicht korrekt abbilden Darauf sind auch die Unterschiede im Verlauf des Wasserspiegels zur ckzuf hren 114 5 5 Kalibrierungsmethode 1 o Wsp Labor Wsp 1D Sohle Labor Sohle 1D Sohle 2D 10 5 0 05 0 5 10 x m Abb 5 7 Mittlere L ngsprofile der Sohle und des Wasserspiegels der Laborversuche und der 1D und 2D Modellierungen f r Einkornmaterial Labordaten aus Hunzinger 1998 y m 0 5 1 0 1 2 x m Abb 5 8 Endtopographie im Erweiterungsbereich im Labor Labordaten aus HUNZINGER 1998
110. aus der Literatur berein Im Rechteckprofil kann der Einfluss der Wandreibung mit dem Ansatz nach BRUFAU UND NAVARRO 2000 ber cksichtigt werden Dabei ist aber die Gitteraufl sung von grosser Bedeutung Es ist wichtig die Randzellenbreite gross genug zu w hlen damit die Wandreibung angemessen ber cksichtigt wird Diese Massnahme steht im Gegen satz zu einem blicherweise g ltigen Grundsatz dass die Modellierung mit fein aufge l stem Gitter exakter wird Die Gr ssenordnung der Randzellenbreite soll im Bereich der Abflusstiefe liegen Gleichzeitig kann die Wirkung der Wandreibung mit erh htem fr zus tzlich verst rkt werden und dadurch k nnen hnliche Resultate erzielt werden wie mit dem 1D Modell Diese Bedingungen k nnen aber bei instation ren Modellie rungen oder bei ndernder Profilrelation nicht eingehalten werden Wird die Randzel lenbreite zu gering gew hlt oder infolge von instation rem Abfluss das Verh ltnis b h lt lt 1 dann wird die Wandreibung stark untersch tzt Entsprechend wird die Geschiebe transportkapazit t bersch tzt Wird die Wandreibung im Rechteckkanal anstatt mit dem implementierten Wandrei bungsansatz mit erh hter Sohlenrauheit in Wandn he modelliert f hrt dies f r rein hydraulische Modellierungen zu guten Resultaten mit einer realistischen Abbildung der Geschwindigkeitsverteilung F r Geschiebetransportmodellierungen ist diese Methode zur Ber cksichtigung von Wandreibung nicht geeig
111. b 0 5 0 5 0 ylb 0 5 Abb 4 8 Gemessene Verteilung von ux links und 7 rechts aus dem Experiment Nr 26 von YUEN 1989 Die Nachmodellierung des Experiments wurde fiir vier unterschiedliche Rauheitskom binationen durchgefiihrt Falle 1 bis 4 in Tab 4 6 Alle vier Modellierungen wurden mit einem Rechteckgitter und unter Einbezug des Turbulenzmodells durchgef hrt Im ersten Fall wurde f r fr 1 die Randrauheit homogen zu kst 95 m s kalibriert Glei chung 3 19 Im zweiten Fall wurde die homogene Rauheit beibehalten und fr auf einen Wert von 5 erh ht wobei sich die Abflusstiefe um weniger als 2 erh hte Im dritten Fall ebenfalls mit fr 5 wurde die Sohlenrauheit wie sie in den Laborversu chen angegeben wurde als kg 103 m s bernommen und die B schungsrauheit 72 4 4 Vergleich des 2D Reibungsansatzes mit experimentellen Daten angepasst und zu kg 76 m s kalibriert In einem vierten Fall wurde erg nzend gepr ft wie gross fr gew hlt werden m sste falls die Rauheiten den Angaben aus dem Labor entspr chen und nicht angepasst w rden Mit fr 17 resultieren dieselben Resul tate wie mit dem 1D Modell vgl Tab 4 6 Wie zul ssig eine beliebige Erh hung von frist wird sp ter in Abschnitt 4 5 2 Einfluss Turbulenzmodell und fr diskutiert Abb 4 9 bis Abb 4 11 vergleichen die 2D Modellierungen mit den Geschwindigkeits und Sohlschubspannungsverteilungen aus den Laborversuchen f r die ersten drei F
112. b es sich um eine glatte oder raue Oberfl che handelt Ihr Einfluss auf die lokale Str mungsge schwindigkeit Str mungsrichtung und Sohlschubspannung sowie auf den Gesamtab fluss und die Geschiebetransportkapazit t wird mit Hilfe verschiedener experimenteller und analytischer Untersuchungen in diversen Publikationen diskutiert Die Geschwindigkeit der durch die Sekund rstr mung verursachten Querstr mung betr gt 2 bis 3 der prim ren mittleren Fliessgeschwindigkeit in Hauptrichtung und ist deshalb nur schwer zu messen TOMINAGA ET AL 1989 Die Sekund rstr mung besteht aus quer zur Hauptstr mungsrichtung verlaufenden Kreisstr mungszellen Abb 2 2 Sie liegen nebeneinander ber den Querschnitt verteilt und weisen eine alternierende Drehrichtung auf TOMINAGA ET AL 1989 In Gerin nemitte haben die Kreisstr mungszellen eine Ausdehnung die ungef hr der Abflusstie fe entspricht Gegen die seitliche Berandung hin sind zwei Kreisstr mungszellen ber einander angeordnet die ihre Lage und Ausbreitung je nach Rauheitsverh ltnis zwi schen B schung und Sohle und je nach B schungsneigung ver ndern In physikalischen Modellversuchen konnten BLANCKAERT ET AL 2010 im Trapezge rinne f r unterschiedliche B schungsneigungen und diverse b h Verh ltnisse im Be reich von 6 lt b h lt 12 aufzeigen dass die Sekund rstr mung ber den ganzen Quer schnitt vorhanden ist zwar gegen die Gerinnemitte hin etwas abgeschw cht wird
113. bb 2 8 Definitionsskizze einer lokalen symmetrischen Aufweitung Flussaufweitungen haben sich als wichtiges Instrument des naturnahen Wasserbaus etabliert An sie werden vielseitige hohe und teils gegens tzliche Anspr che gestellt die bei neuen Projekten allesamt erf llt werden sollen Die Zielsetzungen im Zusam menhang mit der Realisierung von Flussaufweitungen lassen sich in flussbauliche kologische und gesellschaftliche Hauptaspekte unterteilen Alle drei Hauptaspekte stehen in engem Zusammenhang mit dem Leitsatz des Bundes Mehr Raum den Fliess gew ssern BAFU 2000 Aus flussbaulicher Sicht haben lokale Aufweitungen eine die Gerinnesohle stabilisie rende Funktion Ihre Aufgabe ist es an Stelle von k nstlichen Sohlenfixpunkten z B Schwellen oder Blockrampen eine Gef llestufe zu berwinden und dabei die Flusssoh le innerhalb des bergeordneten L ngsprofils zu stabilisieren Unter Umst nden wenn eine Aufweitung gen gend lang ist kann im Oberwasser einer Aufweitung mit vermin derten Erosionen oder mit Auflandungen gerechnet werden Dadurch kann einer konti nuierlichen Sohleneintiefung z B aufgrund eines bergeordneten Geschiebedefizits entgegen gewirkt werden Ist in einem Flussabschnitt die Abflusskapazit t f r bestimmte Hochwasserschutzziele nicht gegeben kann diese durch lokales Aufweiten des Abflussquerschnitts erh ht werden Dazu ist aber eine sorgf ltige Absch tzungen der Hydraulik und des Geschie
114. beaufkommens notwendig Es muss sichergestellt werden dass langfristig keine unzu 33 2 Grundlagen l ssig grossen Geschiebeablagerungen in der Aufweitung auftreten welche die Abfluss kapazit t wieder beeintr chtigen Diese hydraulische Massnahme ben tigt ein konse quentes Monitoring um ihre Funktion auch ber l ngere Zeit zu gew hrleisten Mit einer Flussaufweitung k nnen Geschiebeablagerungen auch bewusst in Kauf ge nommen werden Sie hat dann die Funktion eines Geschiebesammlers der regelm ssig entleert werden muss Ein entsprechendes Beispiel ist die Aufweitung Chli G sit schachen an der Linth Diese Aufweitung dient unter anderem auch als vorgezogener Geschieber ckhalt und erm glicht einen kologisch vertr glicheren Materialabtrag mit geringerem Aufwand im Vergleich zu den bisherigen Unterwasser Baggerungen im kologisch sensiblen M ndungsdelta im Walensee Bei sehr grossem Geschiebeaufkommen kann eine lokale Flussaufweitung auch als tempor rer Zwischenspeicher dienen und die Geschiebeganglinie abschw chen hnlich wie die Funktion eines Sees bei Hochwasserganglinien Diese Pufferwirkung kann bei Massnahmen zur Reaktivierung von Geschiebe bedeutend werden Aus kologischer Sicht sollen durch eine Aufweitung auendynamische Prozesse initi iert Pionierhabitate gebildet und Lebensraum f r auentypische Arten geschaffen wer den ROHDE 2005 Der Fluss erh lt lokal mehr Raum wodurch die M glichkeit zur
115. bedingungen ab Entsprechend schwierig ist es Prozesse mit numerischer Modellierung zu erforschen die in der Natur beobachtet wurden Die Frage ob die Versatzh he in einer Aufweitung und die Wirkung auf das Gesamtsystem vom bergeordneten Geschiebehaushalt abh ngt und in welcher Form l sst sich nur sehr schwer alleine mit numerischen Modellierungen quantifizieren so lange die Randbedingungen mit grosser Unsicherheit behaftet sind Dazu sind die kon sequente Weiterf hrung von regelm ssigen Flussvermessungen Monitoring bestehen der Aufweitungen und eine Verbesserung der Geschiebetransportabsch tzung notwen dig F r letzteres sind auch die Anwendung von Geo und Hydrophonen in Betracht zu ziehen z B RICKENMANN ET AL 2012 Wyss ET AL 2015 Es ist hilfreich wenn s mtliche Vermessungsdaten in einer zentralen Datenbank verf gbar sind und jeweils auf einem einheitlichen Vermessungskonzept und bereinstimmender Datenstruktur basieren Station rer Abfluss zur Abbildung von Hochwasserereignissen Im Ingenieurwesen werden oft vereinfachend mit einem station ren Abfluss zu erwar tende Sohlenver nderungen abgesch tzt Der station re Abfluss entspricht dann meist der Hochwasserspitze eines sogenannten bettbildenden Ereignisses mit einer J hrlich keit von 2 bis 5 Jahren Die eigentliche Spitze eines Hochwassers in der Natur ist aber immer nur von relativ kurzer Dauer Inwiefern mit einem station ren bettbildenden Abfluss ein
116. ber dem 1D Modell deutlich bersch tzt wird mit dem Turbulenzmodell diese bersch tzung reduziert In kompak ten Gerinnen ist die Anwendung des Turbulenzmodells im 2D Modell n tig um den Einfluss der B schungsreibung besser zu ber cksichtigen 85 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung 100 80 SF 60 40 20 b h Abb 4 25 Vergleich der Abh ngigkeit von SF zu b h im 1D Modell und 2D Modell f r unterschiedliche fr Turbulenzmodell mit gleichzeitiger Korrektur der B schungsrauheit Der Vergleich mit Labordaten und 1D Modellierungen in Abschnitt 4 4 hat ergeben dass mit dem 2D Modell in kompakten Gerinnen dann ein optimales Resultat erzielt werden kann wenn ausgehend von identischen Sohlenrauheitskoeffizienten das Turbulenzmodell mit fr 5 in Kombination mit einer korrigierten B schungsrauheit gew hlt wird Letztere muss verst rkt werden um den Einfluss der B schung zu ver gr ssern Dass eine beliebige Erh hung von fr nicht sinnvoll ist da dann die laterale Verteilung der tiefengemittelten Geschwindigkeit und Sohlschubspannung nicht mehr der typi schen Verteilung aus Labormessungen entspricht wurde in Abschnitt 4 5 2 und Abb 4 20 gezeigt Im Folgenden wird gezeigt dass eine alleinige Anpassung der B schungs rauheit ohne Anwendung des TM nicht ausreicht um den Einfluss der B schungsrei bung angemessen zu ber cksichtigen sondern dass nur die Kombination beider
117. ber dem Grenzabflusses Qo 120 m s f r Transportbeginn des laufenden Geschiebes im Kanal liegen VAW 2007 werden ber cksichtigt Als Ausgangsgr sse wird eine Referenztransportkapazit t QO rer 78 89 f Qi78 89 f r ein Referenzprofil am oberen Perimeterrand bestimmt Die Referenztransportkapazit t wurde folgendermassen bestimmt Die Topographie von 1978 wurde fixiert Das obers te Querprofil km 22 876 wurde mit einem L ngsgef lle von 1 7 um 1124 m nach oberstrom verl ngert Der Geschiebeeintrag am oberen Rand wurde mit der Randbedin gung Transport Capacity bestimmt Beim zweitobersten Querprofil sorgte eine negati ve Quelle daf r dass s mtliches anfallendes Geschiebe wieder entnommen wurde und es zu keinen Auflandungen kam die das L ngsgef lle und dadurch die obere Randbe dingung beeinflussen w rden Das Referenzprofil entspricht dem Querprofil km ZH 22 876 von 1978 mit einem mittleren L ngsgef lle von 1 7 o mittleres L ngsgef lle aus Topographie 1978 zwischen km 24 076 und km 22 676 Die Referenztransportka pazit t wurde mit der MPM Transportformel gem ss Gleichung 3 10 bestimmt mit fo 0 625 F r die Kalibrierung der Geschiebefunktion wird die Referenztransportkapazit t mit einem Faktor f solange justiert bis die vermessenen mittleren Sohlenver nderungen zwischen 1978 und 1989 gut reproduziert werden k nnen O 73 89 fr Os ret 78 89 Die 147 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur
118. bereich und desto gr sser wird der Ablagerungsvolumenanteil im Kanal SIVIGLIA ET AL 2008 stellten also fest dass im kompakten Kanal mit grosser Sediment Transportkapazit t nicht wie zu erwar ten w re Erosionen auftreten sondern ausgepr gte Ablagerungen wie sie auch in der aufgeweiteten Strecke vorhanden sind Werden die Resultate der VAW Laborversuche den Ergebnissen von SIVIGLIA ET AL 2008 f r vergleichbare Froude Zahlen gegen bergestellt zeigen sich deutliche Unterschiede in der Ausbreitung der Ablagerungen In den physikalischen Modellversuchen wurde keine Ausbreitung nach oberstrom beo bachtet wie sie von SIVIGLIA ET AL 2008 modelliert wurden Der Fokus der Untersu chung von SIVIGLIA ET AL 2008 lag mehr auf der Froude Zahl und dem Breitenver 42 2 3 Flussaufweitungen h ltnis jener der VAW Versuche mehr auf dem bergeordneten Geschiebehaushalt Erosionszustand Ein weiteres Fallbeispiel wurde durch LEON ET AL 2009 analysiert Im Mittleren Rio Grande in New Mexico ist ein ungef hr 15 km langer Abschnitt deutlich breiter durch schnittlich 229 m als ober und unterhalb davon durchschnittlich 46 m Die Gef lle entwicklung der breiten und schmalen Abschnitte wurde ber eine mehrj hrige Periode analysiert und modelliert Die mittleren Gef lle gleichen sich langfristig einem Gleich gewichtsgef lle an Dieser Prozess konnte mit einem numerischen Modell nachmodel liert werden Dabei machen die Auto
119. blishing 1992 p 3 14 Ch 1 LANUV 2011 Strahlwirkungs und Trittsteinkonzept in der Planungspraxis LANUV Arbeitsblatt 16 Landesamt fiir Natur Umwelt und Verbraucher schutz Nordrhein Westfalen Recklinghausen LEON C JULIEN P Y BAIRD D C 2009 Case Study Equivalent Widths of the Middle Rio Grande New Mexico J Hydr Eng 135 4 306 315 LISLE T E PIZZUTO J E IKEDA H ISEYA F KODAMA Y 1997 Evolution of a sediment wave in an experimental channel Water Resources Research 33 1971 1981 LISLE T E CUI Y PARKER G PIZZUTO J E DODD A M 2001 The Dominance of Dispersion in the Evolution of Bed Material Waves in Gravel Bed Rivers Earth Surface Processes Landforms 26 1409 1420 LITTLE W C MAYER P G 1972 The role of sediment gradation on channel armour ing Report ERC 0692 Environmental Resources Center Georgia Inst of Technology Lyn D 2008 Turbulence Models for Sediment Transport Engineering In M Garcia ed Sedimentation Engineering Chapter 16 LFU 2002 Hydraulik naturnaher Fliessgew sser Teil 2 Neue Berechnungsverfahren f r naturnahe Gew sserstrukturen Landesanstalt f r Umweltschutz Baden W rttemberg 1 Auflage Karlsruhe 2002 MARTI C 2006 Morphologie von verzweigten Gerinnen Mitteilungen der Versuchs anstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 199 ETH Z rich MEYER PETER E MUELLER R 1948 Formulas for Bed Load Tra
120. chen Massnahmen und Zeitpunkte der Photoaufnahmen aus Abb 6 8 134 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur Entwicklung des mittleren Sohlenl ngsprofils In Abb 6 4 sind die L ngsprofile der mittleren Sohlenlage aus den Jahren 1978 1989 2002 2005 2007 2009 und 2011 zusammengestellt Topo 1978 Topo 1989 Topo 2002 Topo 2002 Topo 2005 Topo 2007 21 20 19 18 x km _ i Bea Topo 2007 Topo 2009 Topo 2011 Abb 6 4 Mittlere L ngsprofile der Topographievermessung von a 1978 1989 2002 b 2002 2005 2007 c 2007 2009 2011 Die gr ssten Ver nderungen ereigneten sich zwischen 1989 und 2002 mit dem Bau der Aufweitung Dabei kam es ober x 20 km und unterhalb x 18 km zu einer deutli 135 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur chen Absenkung der Sohle Dazwischen bildeten sich die f r Aufweitungen charakteris tischen Ablagerungsh gel Fixiert wird das L ngsprofil am oberen Ende durch die Sohlenanreicherung x 21 km und am unteren Ende durch die Z rcher Schwelle x 17 65 km Die starke Eintiefung zwischen diesen Fixpunkten wird auf die Erosion von im Untergrund eingelagerten Sandlinsen zur ckgef hrt FLUSSBAU AG 2005 Nicht alle Vermessungen umfassen den ganzen Perimeter Die Vermessung 2009 die in der Modellvalidierung als Endzeitpunkt beigezogen und entsprechend als wichtige Referenz verwendet wird beschr nkt sich auf den Ber
121. chen Rahmenbedingungen und gleicher Hydrau lik bereinstimmend modelliert werden k nnen e Anwendung des Kalibrierungskonzepts mit numerischer Modellierung auf einen Laborversuch einer lokalen Flussaufweitung im Gleichgewichtszustand mit sta tion rem Abfluss im Rechteckkanal und auf die langj hrige Sohlenentwicklung in der Aufweitung Altikon in der Thur f r nat rliche Randbedingungen und in station re Abfl sse e Untersuchung des Einflusses praxisbezogener Massnahmen auf die Entwicklung des L ngsprofils f r vereinfachte Aufweitungsgeometrien Dazu geh ren die Entfernung eines bestehenden Querbauwerks Sohlschwelle bei gleichzeitiger Realisierung einer lokalen Aufweitung die Interaktion zweier seriell angeordne ter Aufweitungen die Wirkung einer Vorwegnahme der Versatzbildung in der Aufweitung und die vereinfachte Annahme eines station ren bettbildenden Ab fluss anstelle der nat rlichen instation ren Abflussganglinie 1 3 Gliederung der Arbeit Die Grundlagen der Thematik Flussaufweitungen und numerische Modellierung werden in Form eines Literaturstudiums im Kapitel 2 abgehandelt Das verwendete numerische Modell BASEMENT wird im Kapitel 3 beschrieben wobei lediglich auf die f r die vorliegende Arbeit bedeutenden Punkte eingegangen wird In Kapitel 4 liegt der Fokus auf der korrekten Abbildung der Sohlschubspannungen und der Geschiebetransportkapazit t in kompakten und breiten Profilen sowohl mit dem 1D als auch
122. chiedene Teilabflussfl che A ist zur Bestimmung der mittleren Sohlschubspannung massgebend Abb 4 1 Definitionsskizze f r ein Trapezprofil im ID Modell mit den wichtigsten Parametern zur Bestimmung der mittleren Randschubspannungen z q je 2 aS i 2 z ey Abb 4 2 Definitionsskizze f r ein Rechteckprofil im 1D Modell mit den wichtigsten Parametern zur Bestimmung der mittleren Randschubspannungen 63 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Beispielhaft werden die Randschubspannungen f r ein Trapezprofil mit a 45 und ein Rechteckprofil mit den untenstehenden Randbedingungen gem ss Variante Kapazitat modelliert tm Te und SF werden nach Gleichungen 2 20 2 21 und 2 22 berech net Tab 4 2 ID Beispiel Modellierung Randbedingungen und Ergebnisse f r Trapez und Rechteckprofil 1D Beispiel Modellierung Randbedingungen J 3 o h 3m b 15m kst kstw 30 m s Ergebnisse Trapez Ergebnisse Rechteck Q 154 6 m s O 122 9 m s Tm 68 N m Tm 63 N m T 1589 N m T 1324 N m Tp 1015 N m Tp 946 N m SFy 64 SFp 71 Q 154 6 m s Q 122 9 m s k 30 m s ee z a8 or E e noe me St Ss Hs T 1015 Nim SF 64 T 946 Nim SF 71 F r die 2D Modellierung werden im Rahmen des Kapitels 4 die Trapez und Rechteck profile gem ss der Definitionsskizze in Abb 4 3 gegliedert
123. chtigt zu kst a 32 5 m s Tab 6 6 Resultierende Stricklerbeiwerte aus der hydraulischen Kalibrierung Boschung Vorland kw 36 6 6 1 0 0 85 Sohle kss Mit diesen Rauheitswerten ergibt die Modellierung der Hochwasserspitze 2002 eine gute bereinstimmung von Wasserspiegel und Hochwasserspur sowohl im Kanal als auch in der Aufweitung Abb 6 10 Es resultiert eine mittlere Abweichung des Was serspiegels im Kanal von 7 cm und in der Aufweitung von 16 cm Die Abweichungen liegen zwischen 45 cm und 19 cm F r die verh ltnism ssig tiefe Hochwasserspur bei km 19 8 liegt keine Erkl rung vor Sie wurde f r die Kalibrierung nicht ber cksichtigt Im Laufe der Arbeit wurde vermutet dass die Abweichung im Zusammenhang mit der Str mungsausbreitung im Erweiterungsbereich stehen k nnte welche im 1D Modell 145 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur nicht korrekt abgebildet werden kann Dagegen sprechen folgende Punkte a Die Er weiterungsl nge ist gr sser als die minimale Dimensionierungsl nge Ly nach HUNZINGER 1998 welche auf dem Str mungsausbreitungswinkel basiert b diese eine Hochwasserspur weicht auch im 2D Modell deutlich von der Modellierung ab vgl Abb 6 29 c eine Verlegung des usseren Damms zur Ver nderung des Abflussquer schnitts hatte keine nennenswerte Auswirkung auf den Wasserspiegel d Hochwas seraufzeichnungen aus anderen Jahren weisen an derselben Stelle keine Senke au
124. chubspannung Ox wird von den Autoren mit 0 047 und der massgebende Korndurchmesser dm angege ben zu 20 2 2 Gerinnestr mung din a 2 11 Pi mit dmi Repr sentativer Korndurchmesser der Kornfraktion i pi Gewichtsanteil einer Kornfraktion i Der Rauheitsterm aus Gleichung 2 10 kann gem ss Gleichung 2 12 als Reduktions faktor for der dimensionslosen Sohlschubspannung angreifende Kr fte betrachtet wer den und wird so im numerischen Modell als Kalibrierungsgr sse eingef hrt vgl Ab schnitt 3 1 2 Dadurch werden zus tzliche Widerst nde infolge Sohlen und Bankfor men kompensiert 1 5 k 5 ER 21 2 12 St r mit kst Strickler Beiwert f r die Sohle Korn und Formrauheit kstr Strickler Beiwert f r die Sohle nur Kornrauheit Kst kstp Kst Der Reduktionsfaktor ist von der Geschiebetransportkapazit t abh ngig und liegt zwi schen 0 6 ausgepr gte Sohlenformen und 1 0 ebene Sohle In praktischen Anwen dungen wird meist ein Werte von ff 0 85 angenommen BEZZOLA 2013 Ry bezeich net den hydraulischen Sohlenradius Dieser beschreibt den hydraulischen Radius bezo gen auf den auf der Sohle abfliessenden Anteil des Abflusses vgl Gleichung 2 23 Fraktionierte MPM Formel durch Erweiterung nach ASHIDA amp MICHIUE 1971 Die MPM Formel f r Einkorn Geschiebetransport MEYER PETER amp M LLER 1948 kann z B mit der Korrekturfunktion von ASHIDA amp MICHIUE 1971 auf fraktionie
125. chubspannungsverteilung 20 m s _ ame kK 20 m s 30 m 3 s St w _ 40 m s kow 30 m s kaw 40 m s 12 8 4 0 4 8 yIm 12 8 4 0 4 8 y m Abb 4 13 Laterale Verteilung der Fliessgeschwindigkeit links und der Rand schubspannung rechts f r ks 30 m s und unterschiedliche B schungsrauheiten kstw G kg s o oO oO A oO oO 200 0 15 20 25 30 35 40 45 15 20 25 30 35 40 45 kst w m s Kat m s Abb 4 14 Einfluss der B schungsrauheit auf die Abflusskapazit t O links und die Geschiebetransportkapazit t Gy rechts im 1D und 2D Modell Einfluss Turbulenzmodell und fr F r die Modellierungsvariante Prognose mit vorgegebenem Abfluss und Rauheit sind ausgehend vom Referenzfall systematische 2D Modellierungen mit fr gt 0 und ohne fr 0 Turbulenzmodell gemacht und mit 1D Modellierungen verglichen worden F r den Fall mit Turbulenzmodell wurde der Kalibrierungsfaktor fr variiert Abb 4 15 bis Abb 4 17 zeigen die Randschubspannungsverteilung im Querschnitt f r eine raue B schung ksiw 20 m s f r homogene Rauheitsverteilung kstw 30 m s und f r eine glattere B schung kstw 40 m s Im Sohlenbereich wird mit dem Turbulenzmodell eine laterale Variabilit t der Sohl schubspannung erreicht wie sie auch in Laborversuchen gemessen wird Ohne Turbu lenzmodell ist 7 ber die Breite konstant und wird bersch tzt Zunehmende Werte von fr f hren zu einer generell
126. chwindigkeit zwar redu ziert die Sohlschubspannung in den Zellen mit erh hter Rauheit aber bleibt im Fall ohne Turbulenzmodell unver ndert Die erh hte Rauheit reduziert die Fliessgeschwin digkeit dermassen dass die Auswirkung auf die Sohlschubspannung kompensiert wird Im Fall mit Turbulenzmodell wird die Sohlschubspannung in den Zellen mit erh hter Rauheit sogar erh ht Dies wiederum f hrt zu erh htem Geschiebetransport in Wandn he Dadurch wird hinsichtlich Geschiebetransportkapazit t im Gegensatz zum Wandrei bungsansatz genau der gegenteilige Effekt erzeugt Entlang der Wand wird dadurch mehr Geschiebe transportiert als in Gerinnemitte Die Erkl rung daf r ist in den Glei chungen 3 19 und 3 20 zu finden Mit der durch die erh hte Sohlenrauheit beein flussten Sohlschubspannung Ts wird die Schubspannungsgeschwindigkeit u berechnet die wiederum in die turbulente Wirbelviskosit t v einfliesst und entsprechend den Effekt des Turbulenzmodells erh ht 95 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Wandreibungsansatz Randzellen mit erh hter Rauheit u m s u m s gt 7 5 0 yim 7 5 7 5 0 y Im 7 5 Abb 4 35 Geschwindigkeit in den Zellen ohne Aktivierung des Turbulenzmodells mit dem Wandreibungsansatz links und ohne Wandreibungsansatz jedoch mit Ersatzreibung in den sechs wandn chsten Randzellen rechts Wandreibungsansatz Randzellen mit erh hter Rauheit 5 5 v v E 4 E 4
127. ckprofile werden die unter schiedlichen Berechnungsverfahren im 1D und 2D Modell miteinander vergli chen Der Einfluss der B schung wird f r unterschiedliche Rauheitsverh ltnisse unterschiedliche Gitteraufl sungen unterschiedliche B schungsneigungen mit 61 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung und ohne Turbulenzmodell f r Normalabflussbedingungen untersucht Abschnitt 4 5 Je nach Problem und je nachdem was verglichen werden soll werden jeweils einzelne Parameter konstant andere variabel gehalten Deshalb werden die drei Untersuchungs Varianten Kalibrierung Prognose und Kapazit t unterschieden Tab 4 1 F r alle Varianten wird von Normalabflussbedingungen ausgegangen Die Variante Kalibrierung geht von konstantem Abfluss Q und Abflusstiefe A aus und betrachtet die dazu notwendige Anpassung der Sohlen und B schungsrauheit ks kstw Entsprechend ver ndern sich u r und O Diese Variante repr sentiert einen blichen Fall bei Kalibrierungen und zeigt wie sensitiv die Kalibrierungsgr ssen auf die unterschiedlichen Berechnungsverfahren reagieren Die Variante Prognose geht von konstantem Abfluss Q und bekannten konstanten Rauheitsbedingungen kg im Kanal aus und zeigt auf wie sensitiv die Abflusstiefe A und folglich u rund O bei Prognoserechnungen auf die unterschiedlichen Berechnungsver fahren und Gitteraufl sungen reagieren Die Variante Kapazit t geht von konstante
128. d rstr mung auf die mittlere Sohlschubspannung Mit den numerischen Methoden wurden die analytischen Guo Julien Gleichungen vollst n dig ohne empirische Korrekturfaktoren gel st F r den untersuchten Datensatz wurden das b h Verh ltnis die B schungsneigung und die Sohlenrauheit ks variiert 2 lt b h lt 48 30 lt lt 90 0 0015 lt ks lt 0 4 mm Die B schung wurde in jedem Fall als glatt angenommen k w 0 0015 mm Die Resultate zeigen folgendes Abbildung 11 in ANSARI ET AL 2011 Die B schungsneigung wird erst bei kompakten Gerinnen mas sgebend b h lt 8 Dann wird der Einfluss der Sekund rstr mung umso gr sser je flacher die B schungsneigung ist wobei sich f r lt 40 der Einfluss nicht mehr ver st rkt Bei noch kompakteren Profilen nimmt der Einfluss der Sekund rstr mung weiter zu Interessanterweise nimmt im Gegensatz dazu bei GUO amp JULIEN 2005 die Diffe renz zwischen den beiden Ans tzen mit und ohne Ber cksichtigung der Sekund rstr mung bei sehr kompakten Profilen wieder ab Rauheitskombinationen mit rauerer B schung als Sohle haben ANSARI ET AL 2011 nicht untersucht F r diesen Fall kann von verst rktem Einfluss der Sekund rstr mung ausgegangen werden vgl Abschnitt 2 2 1 31 2 Grundlagen Zusammenfassung Seit mehreren Dekaden wurden Versuche unternommen die Verteilung der Rand schubspannung in prismatischen Profilen zu quantifizieren Wie die Literatur
129. d B durchge f hrt Beide Modelle orientieren sich an der Gr ssenordnung des Fallbeispiels Aufwei tung Altikon Thur aus Kapitel 6 Referenzmodell A ist ein einfaches Rechteckprofil und wird ausschliesslich in Kombination mit station ren Abfl ssen angewendet Refe renzmodell B besteht im Kanal aus einem Doppeltrapezprofil bernimmt die kalibrier ten Parameter aus Kapitel 6 und ber cksichtigt vorwiegend eine mehrj hrige instation re Abflussreihe aus der Thur 7 2 Referenzmodelle 7 2 1 Referenzmodell A Die systematischen 1D Modellierungen mit Referenzmodell A wurden in Zusammenar beit mit SAMELI 2012 durchgef hrt Ziel dabei war mit einer Parametervariation und 173 7 Praxisbezogene Fragestellungen f r station ren Abfluss die Prozesse zwischen einzelnen Parametern und der Entwick lung des L ngsprofils zu verstehen und qualitative Zusammenh nge abzuleiten Folgende Fragestellungen wurden untersucht e Wie stellen sich das L ngsprofil der Sohle der Sohlenversatz und die Soh lenanhebung im Oberwasser im Gleichgewichtszustand f r unterschiedliche Parameterkombinationen ein e Wie entwickelt sich das L ngsprofil ber die Zeit e Wie verh lt sich das System bei reduzierter Geschiebezufuhr Die Parametervariation wird ausgehend von einer Referenzgeometrie und einer Aus gangskonfiguration durchgef hrt Tab 7 1 Die Referenzgeometrie setzt sich in Fliess richtung betrachtet aus Oberwasserkanal OW
130. d kg ksta 59 2 m s zu for 0 84 berechnet werden Entsprechend sind kgip x 65 9 m s ks n a 58 7 m s und ks y 68 4 m s was nur wenig glatter ist als die f r die Laborversuche abgesch tzten Wandrauheiten Mit diesen vier Vorgehensweisen ergeben sich f r ks x kstw und for nur kleiner Streu bereiche 64 3 m s lt ks nk lt 67 4 m s 64 m s lt kstw lt 74 4 m s 0 82 lt for lt 0 87 Alle Vorgehensweisen f hren zu plausiblen Resultaten die auch mit g ngi gen Annahmen aus der Literatur bereinstimmen Die weitere Kalibrierung in diesem Beispiel wird mit der Vorgehensweise d fortgesetzt Damit ergeben sich die Strickler und Sohlenform Beiwerte in Tab 5 6 Tab 5 6 Resultierende Kalibrierungsgr ssen f r die Hydraulik 1 5 kst w kstb K kstb A K fotk fota 68 4 m s 65 9 m s 58 7 m s 0 84 1 0 84 5 6 2 Geschiebetransport Einkorn 1D Modellierung Die Entwicklung des mittleren L ngsprofils im 1D Modell wird f r die oben bestimm ten Strickler Beiwerte ausgehend von einer beweglichen um 3 o geneigten Sohle f r Einkorn modelliert Die Kalibrierungsgr sse des Geschiebemodells wird mit f 0 63 konstant gehalten vgl Abschnitt 5 5 Tab 5 7 Ohne weitere Kalibrierung betragen die mittleren L ngsgef lle nach Erreichen des Gleichgewichtszustands im Kanal Jg 3 58 und in der Aufweitung Ja 5 28 Damit liegen die Gef lle nur wenig unter Kanal resp ber Aufweitung
131. dargestellt Darin ist auf der Abszisse der variable Parameter auf der linken Ordinate die maximale Kolktiefe und auf der rechten Ordinate der Zeitpunkt des Erreichens aufgetragen O hat auf den UW Kolk einen grossen Einfluss Mit zunehmendem Abfluss nimmt die maximale Tiefe linear zu der Auftretenszeitpunkt jedoch exponentiell ab Dies hat damit zu tun dass zu Beginn s mtliches in die Aufweitung eingetragenes Material dort aufgelandet wird Entsprechend ist der Abfluss in den UW Kanal geschiebefrei und hat grosses Erosionspotential Dies gilt f r alle Abfl sse weshalb die Erosionstiefe mit dem 183 7 Praxisbezogene Fragestellungen Abfluss stark zunimmt Sobald die fortschreitende Ablagerungsfront in der Aufweitung die Verengung erreicht ist die maximale Kolktiefe im Unterwasser erreicht und der Kolk wird wieder verf llt Dieser Zeitpunkt wird umso rascher erreicht je gr sser der Abfluss und entsprechend schneller die Geschiebefront fortschreitet Die maximale Tiefe und der Auftretenszeitpunkt des Oberwasserkolks sind nur schwach von O abh n gig da der Abfluss jeweils immer mit Geschiebe ges ttigt ist und das Erosionspotential entsprechend nur geringf gig schwankt Der OW Kolk reagiert nur geringf gig auf d Eine deutliche Abh ngigkeit von d hinge gen ist beim UW Kolk erkennbar Mit kleineren Korndurchmessern nimmt die Kolktie fe zu weil der Erosionswiderstand kleiner wird F r d 5 5 mm nimmt die maximale Kolktiefe w
132. das Niveau der Ausgangssohle an im Oberwasser liegt die Sohle im Gleichgewichtszustand um Az ber der Ausgangssohle Um die Zeitver h ltnisse mit station rem Abfluss besser einordnen zu k nnen ist in Abb 7 15 mit dem ca 4 j hrlichen Hochwasser im April 2008 eine typische Hochwasserganglinie f r die Thur bei Andelfingen abgebildet Die Abflussspitze betrug 674 m s wobei die Abfl s se nur w hrend 7 h gr sser als 600 m s und nur w hrend 43 h gr sser als 200 m s waren Um eine hnliche oben erw hnte station re Belastungsdauer bis zum Erreichen der maximalen Kolktiefen zu erreichen sind demnach mehrere gr ssere Hochwasserer eignisse n tig 182 7 5 Zeitliche Entwicklung der Sohlenver nderungen im OW und UW Az m oO Kolk ooor o CAAT Kolk fa 2 0 1000 2000 tih Abb 7 14 Zeitliche Entwicklung der maximalen Kolktiefe im Ober und Unterwasser f r die Ausgangskonfiguration gem ss Tab 7 1 abge ndert nach SAMELI 2012 Hochwasser 2008 Thur Andelfingen Q m s 3 oO 400 300 200 0 20 40 60 80 00 1 tih Abb 7 15 Hochwasserabfluss April 2008 in der Thur Messstation Andelfingen f r QO gt 100 m s und Uberschreitungsdauer f r bestimmte Abfl sse Die maximalen Tiefen der Kolke im Ober und Unterwasser und der Zeitpunkt des jeweiligen Erreichens dieses Maximums sind in Abb 7 16 und Abb 7 17 f r die unter schiedlichen Parametervariationen
133. de zu erreichen Der Wasserspiegel am oberen Ende einer Aufweitung wird in einer kurzen Aufweitung st rker vom unteren Ende beeinflusst als in einer langen Auf weitung Staukurve Entsprechend liegt der Wasserspiegel in langen Aufweitungen am oberen Ende tiefer Die Differenz zum Wasserspiegel im Oberwasser wird gr sser die Senkkurve ausgepr gter und der Kolk tiefer 300 300 t h t h 200 200 100 100 0 0 0 1000 L m e Az Kolk 0 TKOK e Az Kolk o t Kolk w Abb 7 17 In Abh ngigkeit von links und La rechts sind f r die Kolke im OW und UW die maximale Tiefe Az und der Zeitpunkt des jeweiligen Erreichens die ses Maximums aufgetragen Bezeichnung t Kolk abge ndert nach SAMELI 2012 7 6 Reduktion des Geschiebeeintrags Geschiebedefizit Mit Referenzmodell A wird ausgehend von der Ausgangskonfiguration Tab 7 1 ein Geschiebedefizit modelliert indem der Geschiebeeintrag um einen gewissen Prozent satz der urspr nglichen Geschiebetransportkapazit t reduziert wird Dadurch wird das Gef lle sowohl im Kanal als auch in der Aufweitung reduziert Das L ngsprofil der Sohle rotiert um den unteren Fixpunkt und endet in einem neuen an den reduzierten Geschiebeeintrag angepassten Gleichgewicht In Abb 7 18 sind die L ngsprofile der Ausgangssohle und der Gleichgewichtssohle mit und ohne Aufweitung f r ein Geschie bedefizit von 50 dargestellt Mit Aufweitung wird die Sohle im Oberwasser gegen
134. den Endgef llen aus dem Laborversuch Tab 5 8 Das mittlere L ngsprofil der Sohle und des Wasserspiegels im Vergleich zu den Messwerten aus dem Labor ist in Abb 5 11 abgebildet 119 5 Simulation Aufweitung Laborversuch o Wsp Labor z m 0 05 Sohle Labor Sohle 1D 0 05 1 1 10 5 0 5 10 x m Abb 5 11 Mittleres L ngsprofil der Sohle und des Wasserspiegels des Gleichge wichtszustands im Laborversuch und in der 1D Modellierung 2D Modellierung F r das 2D Modell werden die Strickler Beiwerte f r die Sohle aus der 1D Normalabflussberechnung bernommen F r die Kalibrierung des hydraulischen 2D Modells werden fr aus dem Turbulenzmodell und eine zus tzliche Anpassung der Wandrauheit Aks als Kalibrierungsgr ssen verwendet Diese Kalibrierung wird nur an der Kanalstrecke durchgef hrt und nicht in der Aufweitungsstrecke da in der aufgewei teten Strecke die Wandrauheit einen untergeordneten Einfluss auf die Hydraulik hat Wird gem ss den Empfehlungen aus Kapitel4 fr 5 gew hlt so resultiert Aks 3 4 m s und entsprechend kg 65 m s Nach der hydraulischen Kalibrie rung wird die Entwicklung der Sohlenlage ausgehend von einem flachen Gef lle bis zu einem stabilen Gleichgewichtszustand modelliert Der Geschiebetransportfaktor fo 0 63 wird unver ndert aus dem 1D Modell bernommen Ansonsten werden keine weiteren Kalibrierungsgr ssen des Geschiebemodells verwendet Die
135. der Hangabtriebskomponente des Fluidgewichts Die Summe der r ckhaltenden Kr fte ist gleich der ber den ganzen Querschnitt auf summierten Randreibungskr fte 7 Zur Veranschaulichung soll das Kr ftegleichgewicht an einem Elementarvolumen in einem um y geneigten Trapezkanal betrachtet werden Abb 2 1 Abb 2 1 Kr ftegleichgewicht am Elementarvolumen abge ndert nach BEZZOLA 2013 Da sich die St tzkr fte in lateraler und axialer Richtung jeweils neutralisieren P P verbleibt als antreibende Kraft die Schwerkraft G pgV wobei p Dichte von Wasser g Erdbeschleunigung und V Elementarvolumen Betr gt die L nge des Elementar volumens 1 so gilt V 1A mit A durchflossene Querschnittsfl che Wird die vertika le Komponente der Gewichtskraft durch die Normalkraft neutralisiert so verbleibt die 2 2 Gerinnestr mung Gewichtskraftkomponente in x Richtung G Gsin y als einzige antreibende Kraft Diese wird durch die r ckhaltende Randschubkraft T kompensiert I7 G pg4sine 2 1 Unter der Annahme dass f r kleine L ngsgef lle sin y tan y J und die Neigung des Wasserspiegels gleich der Neigung der Sohle ist gilt T pgAJ 2 2 2 2 2 Sekund rstr mung Die Hauptstr mungsrichtung in einem gestreckten Kanal ohne jegliche Querprofilver nderung verl uft parallel zur Kanalachse Dennoch weist eine Kanalstr mung Sekun d rstr mungen auf die durch Turbulenz verursacht werden unabh ngig o
136. der Zustand ber eine lange Zeitdauer im obigen Sinn gemeint 2 2 5 Randschubspannungsverteilung Vereinfachte Gleichgewichtsbetrachtung Eine gleichm ssige Verteilung der Randschubkraft T nach Gleichung 2 2 ber den benetzten Umfang P in einem Fliessquerschnitt ergibt die mittlere Index m Rand schubspannung T A T_ pg J pgkJ 2 20 p PE P PE 2 20 In kompakten Profilen l sst sich die Randschubspannung vereinfachend unterteilen in eine mittlere B schungsschubspannung Twm und eine mittlere Sohlschubspannung tm Abb 2 5 Die lokalen Effekte der Sekund rstr mung werden dabei gleichm ssig verteilt Die Summe aller Schubspannungskr fte ber den benetzten Umfang ergibt wiederum die totale Randschubkraft T bestehend aus der totalen Sohlschubkraft 7 und der totalen Wandschubkraft Tw T T T P t P 2 21 Die integrierten Randschubspannungen je Teilbereich werden oft auch als prozentuale Schubkraft SF engl percentage shear force angegeben Dadurch wird erkennbar 24 2 2 Gerinnestr mung welcher Anteil der gesamthaft verf gbaren Randschubspannung in einem Querschnitt ber die Sohle SF und damit f r Geschiebetransport zur Verf gung steht und welcher Anteil ber die Boschung SF abgetragen wird P P SF 100x eb SF 100x m 2 22 Sekund rstr mung Prim rstr mung Abb 2 5 Vereinfacht werden die effektiven Randschubspannungen t und ty der einzelnen Teilbereiche als m
137. der mittleren Sohlschubspannung aus den beiden Berechnungsmethoden ergab dass f r b h gt 8 die Sekund rstr mungseffekte auf die mittlere Sohlschubspannung nicht massgebend sind Weiter r umten OMRAN amp KNIGHT 2010 ein dass trotz Ber cksichtigung der Sekun d rstr mung im Berechnungsansatz die Vorhersage des Geschiebetransports in den unterschiedlichen Experimenten nicht verbessert werden konnte 2 2 3 Profilrelation Die Profilrelation beschreibt die Form des Abflussquerschnitts und damit auch die Bedeutung der B schungsreibung Die Profilrelation wird durch das Verh ltnis des benetzten Sohlenumfangs zum benetzten B schungsumfang definiert In einem in die Breite ausgedehnten Abflussquerschnitt ist die benetzte B schung im Verh ltnis zur benetzten Sohle klein In einem quadratischen Abflussquerschnitt hingegen ist der benetzte B schungsanteil im Verh ltnis zum Sohlenanteil gross und entsprechend auch der Einfluss der B schungsreibung Die Profilrelation wird wichtig wenn es um den Einfluss der B schungsreibung auf die Randschubspannungsverteilung und schliesslich auf die Geschiebetransportkapazit t geht Die Vielfalt an nat rlichen und k nstlichen Gerinneformen ist gross DITTRICH 1998 macht eine Unterteilung in 20 unterschiedliche Profiltypen wobei zwischen kompakten und gegliederten Gerinnen unterschieden wird Ein Gerinne gilt dann als kompakt wenn die mittlere Geschwindigkeit in allen Teilbereichen als nahezu id
138. die Aufweitung unter Umst nden einen die Erosion ver st rkenden Einfluss haben k nnte Daraus leitete sich die Hypothese ab dass die Ent 45 2 Grundlagen wicklung der Sohle und die Gr sse des Sohlenversatzes in der Aufweitung und somit die Entwicklung der Sohle im Oberwasser unter anderem in Abh ngigkeit zum berge ordneten Geschiebehaushalt steht und durch Deckschicht Prozesse beeinflusst wird Diese Abh ngigkeit wurde im Rahmen einer Diplomarbeit mit physikalischen Modell versuchen best tigt BERCHTOLD 2005 Auf die Bedeutung der Deckschicht wurde dabei nicht eingegangen Diese d rfte aber bei den r ckschreitenden Erosionsprozessen von Bedeutung sein Ausgangssohle Endsohle mit Aufweitung Endsohle ohne Aufweitung Abb 2 14 Schematische Darstellung der Ver nderung des L ngsprofil f r die Situati on im Ticino In der Natur wurde eine hnliche Sohlenentwicklung wie in den numerischen Simulati onen und Laborversuchen beobachtet Im Rahmen der Hochwasser Ereignisanalyse 2005 VAW 2007 BEZZOLA amp HEGG 2008 sind 14 realisierte Aufweitungen an Fliess gew ssern in der Schweiz untersucht worden Die untersuchten Aufweitungen verteilen sich auf die sechs Fliessgew sser Alpenrhein Emme Moesa Thur T ss und Tresa Dabei wurden soweit es die Datengrundlage zuliess die Entwicklung der Aufweitung seit ihrer Erstellung und insbesondere die Ver nderung der Sohlenlage w hrend des Hochwassers 2005 analysiert
139. dimensionslosen Geschiebetransports P 5 0 Oa auf Seite der Einwirkung In BASEMENT gibt es keine M glichkeit den dimensionslosen Geschie betransport auf Seite Einwirkung lokal zu ver ndern Stattdessen soll die dimensionslo se kritische Schubspannung Osr bei Transportbeginn auf der Widerstandsseite als Vali dierungsparameter verwendet werden Durch eine Verkleinerung von Oe wird ver gr ssert und dadurch von der grunds tzlichen Idee her ein hnlicher Effekt wie mit dem Ersatzgerinneverfahren nach ZARN 1997 erzeugt In Fall 1 betr gt 0 0 055 VAN RIN 1984 Wird die kritische dimensionslose Schubspannung nach obiger Idee in der Aufweitung reduziert auf Osa 0 047 so stimmt das modellierte mittlere L ngsprofil von 2009 gut mit der entsprechenden Vermessung berein Abb 6 14 In Fall 2 wird in der Aufweitung Oe von 0 050 auf 0 040 reduziert was ebenfalls zu einer guten bereinstimmung mit den Vermessungsdaten von 2009 f hrt Abb 6 15 Ein Vergleich der mittleren j hrlichen Transportvolumina mit den Angaben in der Ge schiebehaushaltstudie von 2005 zeigen eine gute bereinstimmung insbesondere f r Fall 2 Die mittleren modellierten Transportvolumina betragen 19 700 m a Fall 1 resp 16 600 m a Fall 2 was um 31 Fall 1 resp lediglich 11 Fall 2 ber den Absch tzungen in FLUSSBAU AG 2005 mit 15 000 m a liegt In Abb 6 16 und Abb 6 17 sind f r die Jahre 2005 und 2007 die vermessenen u
140. e Dimensionsloser Korndurchmesser Charakteristischer Korndurchmesser wobei 16 des Gewichts der Kornvertei lung feiner ist Charakteristischer Korndurchmesser wobei 50 des Gewichts der Kornvertei lung feiner ist Charakteristischer Korndurchmesser wobei 84 des Gewichts der Kornvertei lung feiner ist Charakteristischer Korndurchmesser wobei 90 des Gewichts der Kornvertei lung feiner ist Repr sentativer Korndurchmesser der Fraktion i Massgebender Korndurchmesser Massgebender Korndurchmesser der Fraktion i Maximale Korngr sse der Fraktion k Minimale Korngr sse der Fraktion Jk Massgebender Korndurchmesser der Austauschschicht beim Transportmodell von Hunziker 1995 Korndurchmesser der Fraktion Geschiebetransportfaktor Reduktionsfaktor f r Formrauheit for kst ka Froude Zahl Fr v gh Reduktionsfaktor f r die Referenztransportkapazit t Q rer Kalibrierungsfaktor des Turbulenzmodells Erdbeschleunigung XV Symbole und Abk rzungen Low Louw Ly xvi N kg sm kg s N m m m m s m s m s m m m m m s m s m s m s m 3 s m 3 s m s m m m m m m m s m H m m m N N m 1 3 Schwerkraft G pgV Spezifische Geschiebetransportkapazit t Geschiebetransportkapazit t Gewichtskraftkomponente in x Richtung Mittlere Abflusstiefe Dicke der Austauschschic
141. e Gef lleverh ltnisse erzeugt werden wie sie in der Aufweitung Altikon gemessen wurden Das L ngsgef lle in der Aufweitung soll hnlich wie jenes im Kanal sein Wie aus Abschnitt 7 7 und Abb 7 21 hervorgeht kann dies in diesem Simulationsbeispiel mit einem station ren Abfluss HQs erreicht werden Das resultierende L ngsprofil der mittleren Sohlenlage im Gleichgewichtszustand ist in Abb 7 26 dargestellt Die Sohle zwischen der Aufweitung und der Sohlschwelle wurde eingetieft Da das L ngsgef lle in der Aufweitung etwa gleich wie im Kanal ist wird zwischen ober und unterhalb der Aufweitung keine Niveaudifferenz berwunden und eine Erosion am unteren Ende der Aufweitung setzt sich entsprechend auch oberhalb der Aufweitung fort Die Erosionstie fe oberhalb der Aufweitung betr gt ca 0 26 m Mit dem station ren HQ in diesem Simulationsbeispiel verh lt sich die Sohle grund s tzlich hnlich zum beobachteten Verhalten der Sohle in der Thur vgl Abb 6 4a Unterhalb der Verengung der Aufweitung wird die Sohle trotz Schwelle eingetieft Diese Eintiefung bleibt bestehen und ist wiederum auf eine berlagerung des Veren gungskolkes und des Schwellenversatzes zur ckzuf hren Da sich das L ngsgef lle in der Aufweitung nicht vom mittleren Kanalgef lle unterscheidet setzt sich die Eintie fung auch oberhalb der Aufweitung fort 195 7 Praxisbezogene Fragestellungen Ausgangstopographie HQ Aufweitung mit Sohlschwelle
142. e Kalibrierung mit dem Turbulenzmodell durchgef hrt und die B schungsreibung durch Erh hung der Rauheit verst rkt wird Die systematische Sensitivit tsstudie f r unterschiedliche Einfl sse im 2D Modell ergab dass je nach Geometrie gewisse Einschr nkungen gemacht werden m ssen Es ist zwischen den beiden Geometrien Trapez und Rechteckprofil zu unterscheiden Sie basieren je auf zwei unterschiedlichen Reibungskonzepten Im Trapezprofil ist der Einfluss der B schungsreibung wenig ausgepr gt Ohne Turbu lenzmodell hat die B schungsrauheit nur auf die B schungszellen Einfluss Mit dem Turbulenzmodell geht der Einfluss der B schungsreibung ber die B schung hinaus Die laterale Verteilung der Geschwindigkeit und der Sohlschubspannung wird realit ts nah abgebildet Der Einfluss kann mit erh htem fr und einer zus tzlich vergr sserten B schungsrauheit kalibriert werden Damit wird ein robustes Modell erzeugt das den Einfluss der B schungsreibung auch f r ndernde Profilrelationen verh ltnism ssig 98 4 6 Fazit ber cksichtigt Der Faktor fr darf nicht beliebig erh ht werden sondern soll im Bereich 1 lt fr lt 5 liegen F r fr gt gt 5 ver ndert sich der Verlauf der Sohlschubspannung in eine konkave Form und stimmt grunds tzlich nicht mit der im Labor gemessenen konvexen Verteilung berein Der Einfluss durch ver ndernde B schungsneigung und Profilrela tion wird gut abgebildet und stimmt mit Erkenntnissen
143. e Mittelwerte der angegebenen Wertebereiche f r kg und k dargestellt Im Vergleich dazu sind ausgehend von den mittleren k Werten die nach Gleichung 2 9 berechneten kg Werte dargestellt Tab 2 1 Ausgesuchte Oberfl chenbeschaffenheiten und dazugeh rige mittlere ks und ky Werte aus WALLISCH 1990 sowie Berechnung von ks ausgehend von ks Die mittleren Werte wurden jeweils aus den vorgeschlagenen Wer tebereichen bestimmt mittlere Werte a BR 8 1 6 Nr Oberfl chenbeschaffenheit a Ay a 1 Kies 10 20 mm in M rtel eingedr ckt 0 006 59 61 2 Beton aus alter Holzschalung 0 006 58 61 3 Spritzbeton nicht gegl ttet 0 0065 60 60 4 Bruchsteinmauerwerk mit Zement gefugt 0 007 57 59 5 Ortbeton unverputzt schlechter Zustand 0 008 56 58 6 Ortbeton unverputzt stark besch digt 0 0185 49 51 7 Bruchsteinmauer grobe Ausf hrung 0 020 49 50 8 30 40 mm Kies 0 0225 47 49 9 30 40 mm Kies in M rtel gepresst 0 0225 47 49 10 Schotter 0 035 43 45 11 Schotter bis 5cm mit Schlamm verf llt 0 035 43 45 12 Sohle Schlamm 0 0375 42 45 13 Sohle Schlamm ohne Bewuchs 0 0375 42 45 14 Grobkies 0 052 40 43 15 Erdkanal st rker bewachsen 0 23 31 33 16 Erdkanal Erdmaterial schollig 0 25 30 33 17 Fels gesprengt gleichm nachbearbeitet 0 285 32 32 18 Fels gesprengt mittelgrob 0 575 26 29 19 Erdkanal stark verkrautet 1 26 26 2 Grundlagen
144. e der Austauschschicht Wsp Wasserspiegel Zp Sohlenkote Zus Koten der einzelnen Lagen in der Unterschicht 1 2 1 qx dy Spezifischer Abfluss in x und y Richtung Asxi qSyi Spezifischer Geschiebetrieb der Kornklasse i in x und y Richtung Bi Prozentualer Anteil der Kornfraktion i in der Austauschschicht si Prozentualer Anteil der Kornfraktion 1 in der aktiven Unterschicht Sn Materialfluss zwischen Austauschschicht und Untergrundschicht 54 3 2 2D Modell Das 2D Modell basiert auf den Flachwassergleichungen Gleichung 3 14 die durch Integration ber die Abflusstiefe von den Reynolds gemittelten Navier Stokes Gleichungen abgeleitet werden k nnen siehe z B in BEFFA 1994 h qx q 0 0 h h T qu tr qu T d 0 3 14 2G ay 2 m u 3 14 dy h h 0 Th BEUTE qu T h C Be I p amp ay 2 mit qx qy die spezifischen Abfl sse in Haupt x resp Querrichtung y Ux Uy die Fliessgeschwindigkeit in Haupt x resp Querrichtung y Tox Toy Sohlschubspannungen in Haupt x resp Querrichtung y Txx Txy Tyx Tyy tiefengemittelte Reynoldsspannungen Wasserspiegellage Mit cr aus Gleichung 3 6 R h und u us tuy ergeben sich die beiden Rei bungsgef lle in die unterschiedlichen Richtungen x und y zu u uj 1 u juj 1 Sei Es B l Be 3 15 E Cr E Cr und die entsprechenden Sohlschubspannungen fol
145. e nat rliche Abfolge diverser Hochwasserereignisse repr sentiert werden kann ist unklar Mit systematischen Modellierungen ist zu untersuchen mit welchen station ren Abfl ssen nat rliche Prozesse am besten repr sentiert werden k nnen und von welcher Dauer diese sein m ssen Dabei ist der Zeitmassstab zwischen lokalen Einfl ssen auf Sohlenver nderungen und bergeordneten Ver nderungen zu unterschei den 212 Schlussfolgerungen und Ausblick St rungen im Sedimenthaushalt In der Praxis bliche Vorkommnisse wie lokale Geschiebeentnahmen Geschieber ck halt in Seitenb chen Geschiebeeintrag durch Hangrutschungen Wasserentnahmen Stauhaltungen etc sind St rungen im Sediment und Wasserhaushalt eines Flusslaufs die sich stromauf und stromabw rts ausbreiten k nnen Inwiefern lokale Flussaufwei tungen solche St rungen weitergeben neutralisieren oder sogar verst rken k nnen kann mit systematischen numerischen Modellierungen untersucht werden Es ist wich tig solche Untersuchungen nicht nur in vereinfachten Modellen durchzuf hren sondern prim r auf nat rliche Geometrien anzuwenden wo sich durch die Heterogenit t der Topographie Effekte berlagern oder eben auch verschwinden Systematische Fehlereinsch tzung Unsicherheiten in den Randbedingungen f hren zu Unsicherheiten im Endresultat Um die Gr ssenordnung der Unsicherheit besser absch tzen zu k nnen sind systematische Modellierungen in einem Realmodel
146. eberate den Perimeter ber den unteren Rand verl sst Das mittlere L ngs gef lle in der Aufweitung ver ndert sich dann kaum mehr F r das Simulationsbeispiel mit einem HQ ist in Abb 7 20 der Verlauf des prozentualen Geschiebeaustrags gegen ber dem Geschiebeeintrag in Abh ngigkeit der Zeit dargestellt 187 7 Praxisbezogene Fragestellungen Tab 7 4 Zusammenstellung der Abfl sse Simulationsdauer Endgef lle in der Aufweitung und Geschiebetransportkapazit t im Gleichgewichtszustand Bezeichnung Q Simulations J Os gin zeit 1 Zyklus 1 2002 2009 237d 2 14 o var 2 Zyklen 2 2002 2009 474 d 2 16 o var 5 3 Zyklen 3 2002 2009 71ld 2 19 o var E 4 Zyklen 4 2002 2009 948 d 2 20 var 5 Zyklen 15 Qcovr 2009 1185 d 2 20 o var HQ 2002 872m s 267d 1 61 o 0 097 m s 3 HO Rims 264d 1 71 o 0 082 m s 2 HO 562m s 2404 1 84 o 0 064 m s HO 230m s 1131d 2 22 0 016 m s _ 110 x amp k 2100 90 0 100 200 t Tage Abb 7 20 Prozentuales Verh ltnis zwischen Geschiebeein und Geschiebeaustrag f r die station re Modellierung von HQs in Abh ngigkeit der Zeit Die mittleren L ngsprofile der Sohle f r die Gleichgewichtszust nde der station ren Simulationen und f r den Zustand nach f nf instation ren Abflusszyklen sind in Abb 7 21 einander gegen bergestellt Die L ngsprofile unterscheiden sich i
147. ebetransportformeln Noch limitierter sind die empiri schen Geschiebetransportberechnungen in Naturbeispielen da im Gegensatz zu den Laborversuchen der Geschiebeeintrag und Geschiebeaustrag sowie die genaue Zusam mensetzung in Abh ngigkeit der Zeit nicht gemessen werden kann Entsprechend d rfte in Naturbeispielen die Ber cksichtigung der Sekund rstr mung von noch weit geringe rer Bedeutung sein hinsichtlich der Voraussage der Geschiebetransportprozesse Des halb wird die Sekund rstr mung in dieser Arbeit im Weiteren vernachl ssigt Als allgemeine Ann herung f r s mtliche Profile scheint der universelle Ansatz von Einstein gute Dienste zu leisten Er liefert f r Rechteck und Trapezprofile f r unter schiedlichste Profilrelationen und f r unterschiedlichste Rauheitskombinationen plau sible Resultate in der Gr ssenordnung der brigen Ans tze Die geringen Abweichun gen gr nden auf unterschiedlichen Separationslinien der Einflussfl chen innerhalb des Abflussquerschnitts 32 2 3 Flussaufweitungen 2 3 Flussaufweitungen 2 3 1 Funktion und Ziele Eine lokale symmetrische Flussaufweitung l sst sich in die drei Hauptbereiche Ober wasserkanal Low Aufweitung La und Unterwasserkanal Zuw aufteilen mit der Kanalbreite bx und der Aufweitungsbreite ba Abb 2 8 Dazwischen liegen der Erwei terungsbereich Lg mit Erweiterungswinkel g und der Verengungsbereich Ly mit Verengungswinkel ay A
148. eduktion des Abfluss grenzwerts von 100 m s auf 50 m s verl ngerte sich die Abflussdauer auf mehr als das Dreifache Entsprechend verl ngerte sich auch die Rechenzeit Der Verlauf des mittle ren L ngsprofils der Sohle f r 2009 hingegen unterscheidet sich nicht f r die beiden Abflussgrenzwerte Abb 6 24 Die Reduktion des Abflussgrenzwerts erh ht den mitt leren j hrlichen Geschiebeeintrag lediglich um gut 1 Die Wahl der Abflussganglinie mit Q gt 100 m s erscheint daher gerechtfertigt und reduziert die Rechenzeit erheblich Topo 2002 Topo 2009 modelliert Q gt 100 m s Topo 2009 modelliert Q gt 50 m s 21 20 19 18 x km ppn Abb 6 24 Vergleich der modellierten mittleren Sohlenlage von 2009 f r die Ber ck sichtigung aller Abfl sse Q gt 100 m s bzw O gt 50 m s 157 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Es gibt viele Mehrkornans tze in der numerischen Modellierung die unterschiedliche Kornfraktionen Schichtaufbauten und Hiding Prozesse unterscheiden Damit lassen sich z B auch Deckschichtbildungsprozesse abbilden Die unterschiedlichen Ans tze sind Modelle sie basieren alle auf Vereinfachungen und eignen sich deshalb f r speziel le Situationen So scheint z B der Hiding Prozess bei Transport von Korngemischen und bei der Bildung von Deckschichten geeignet zu sein F r die Modellierung von laufendem Geschiebe ber eine stabile Deckschicht die den Untergrund vor Erosion sch
149. egen nimmt das Gleichgewichtsgef lle in der Aufweitung ab Abb 179 7 Praxisbezogene Fragestellungen 7 10 F r d 5 5 mm Abb 7 9 sowie f r Q 1800 m s Abb 7 10 f llt das Gleich gewichtsgef lle in der Aufweitung etwas geringer aus als im Kanal Entsprechend wird Az negativ Diese beiden extrem gew hlten Gr ssen f hren je zu einer Parameterkom bination f r die die Kanalbreite geringer ist als die optimale Breite Entsprechend nimmt das L ngsgef lle in der Aufweitung gegen ber dem im Kanal ab Die kleine Korngr sse d 5 5 mm und der Extremabfluss Q 1800 m s entsprechen nicht den Bedingungen in der Thur und sind nur als hypothetische Situation zu interpretieren 2 1000 0 1000 x m Abb 7 8 Sohlenladngsprofil der Ausgangskonfiguration und des Gleichgewichtszu stands f r unterschiedliche abge ndert nach SAMELI 2012 E Ausgangssohle N d 5 5mm 2 d 11mm d 22mm d 44mm 0 2 1000 0 1000 x m Abb 7 9 Sohlenl ngsprofil der Ausgangskonfiguration und des Gleichgewichtszu stands f r unterschiedliche d abge ndert nach SAMELI 2012 Die optimale Breite definiert die Breite der Flusssohle bei der f r einen bestimmten Abfluss bei einem bestimmten Gef lle die maximale Geschiebemenge transportiert werden kann 180 7 4 Gleichgewichtszustand in Abh ngigkeit diverser Grundgr ssen E4 Ausgangssohle 5 Q 200 m s 2 Q 400 m s
150. ehler haften Hydraulik und Geschiebetransportkapazit t f hrt Wie in Kapitel 4 gezeigt wur de kann mit dem 2D Modell in kompakten Trapezprofilen eine hnliche Robustheit wie im 1D Modell erzielt werden wenn ein Turbulenzmodell zu Hilfe genommen wird und der Einfluss der Uferreibung durch zus tzliche Erh hung der Rauheit kalibriert wird In diesem Fall f hrt eine bereinstimmende Hydraulik im 1D und 2D Modell zu hnli chen mittleren Sohlschubspannungen und Geschiebetransportkapazit ten auch f r un terschiedliche Profilrelationen Im Fall von kompakten Rechteckprofilen kommt im 2D Modell f r die Ber cksichtigung der Wandrauheit ein spezielles Verfahren zum Zug Abschnitt 3 2 1 Dieses ist abh ngig von der Gitteraufl sung Entsprechend ist das Modell nicht besonders robust gegen ber instation ren Abfl ssen und nderungen der Profilrelation Abschnitt 4 5 3 Das muss bei der Modellkalibrierung ber cksichtigt werden In vielen F llen gen gen die Datengrundlagen nicht f r die 2 Punkt Kalibrierung Be findet sich z B die n chstgelegene Pegelmessstation ausserhalb des Untersuchungspe rimeters liegen keine automatisch registrierten Pegel Abfluss Messungen vor Die Wasserst nde k nnen in diesem Fall von Hand aufgenommen werden was sehr auf wendig ist und meist nur im Anschluss an einzelne aussergew hnliche Hochwasserer eignisse gemacht wird Deshalb sind oft nur Wasserspiegellagen von grossen Abfl ssen vorhanden Hochw
151. eich zwischen ZH Schwelle km 17 7 und oberem Ende der Aufweitung km 20 0 Ein Vergleich mit den weiter rei chenden Vermessungen 2007 und 2011 zeigt dass sich der Verlauf der mittleren Soh lenlage in dieser Zeitperiode nicht massgebend ver ndert hat Das kurze Referenz l ngsprofil 2009 kann also gedanklich mit dem L ngsprofil 2007 bzw 2011 in den Zulaufkanal hinein verl ngert werden Geschiebehaushalt In FLUSSBAU AG 2005 sind f r die untersten 60 km der Thur die Werte f r dm und doo aus 34 Linienproben zusammengestellt wobei zwischen Geschiebe laufendes Material und Sohle Untergrundmaterial unterschieden wird Die Gr ssenordnungen zwischen km ZH 22 und 18 liegen bei Geschiebe dm 21 bis 25 mm doo 51 bis 62 mm Sohle dm 36 bis 55 mm doo 87 bis 113 mm Die Absch tzung des Geschiebetransports in der Thur wird durch viele lokale und unregelm ssige Baggerungen beeintr chtigt Der j hrliche Geschiebeeintrag in den Unterlauf der Thur unterhalb der Murgmiindung bei km ZH 28 0 wird durch die Stu die zum Geschiebehaushalt von 1994 VAW 1994 zu ungef hr 12 500 m a und durch eine sp tere Geschiebehaushaltstudie FLUSSBAU AG 2005 zu ungef hr 15 000 m a abgesch tzt Bilddokumentation Entwicklung Aufweitung 1992 2011 Mit regelm ssigen Luftaufnahmen der Aufweitung bei Altikon durch C Herrmann BHAteam Frauenfeld wurde die morphologische Langzeitentwicklung ber die ver gangenen Jahre photograph
152. ein Kolk von 1 6 m Tiefe der nach einigen Kilometern stromabw rts ausl uft F r die Interpretation der Resultate sollen erneut die L ngsprofile in der Aufweitung Altikon beigezogen werden In der Thur wurden nach dem Bau der Aufweitung eben falls gr ssere Erosionen zwischen der Aufweitung und der Schwelle gemessen vgl in Abb 6 4a die Ver nderung zwischen 1989 und 2002 resp 2005 In VAW 2007 wer den die Erosionen in diesem Bereich f r den Zeitraum zwischen 1990 und 2002 auf rund m beziffert Unterstrom der Schwelle wurde die Sohle in der Thur tendenziell erodiert aber nicht derart stark wie in der numerischen Modellierung vgl Fall A Seite 191 Die Sohle oberhalb der Aufweitung bei Altikon 20 km lt x lt 21 km tiefte sich nach der Realisierung der Aufweitung stark ein Gem ss VAW 2007 betrug die Eintiefung gegen ber der Ausgangssohle ca 0 8 m fast gleich viel wie unterhalb der Aufweitung Zu derartigen Erosionen kommt es im vorliegenden Simulationsbeispiel nicht Ausgangstopographie Aufweitung mit Sohlschwelle Q 2002 2009 Abb 7 25 L ngsprofil der Sohle im Ausgangszustand und nach einem Abflusszyklus O 2002 2009 mit Aufweitung und Sohlschwelle Das unterschiedliche Verhalten zwischen Fall C und der Aufweitung Altikon ist auf die unterschiedlichen L ngsgef lle in der Aufweitung zur ck zu f hren Mit dem insta tion ren Abflusszyklus stellt sich in diesem Simulationsbeispiel ein deutlich steiler
153. einer beweglichen Sohle und konstantem Zufluss und Geschiebeeintrag kalibriert Ausgegangen wird von einer Sohle mit einheitlichem L ngsgef lle Jo 3 o Der Geschiebetransport in der Aufweitung wird durch Sohlen und Bankformen beeintr chtigt F r das Erreichen der korrekten Endgef lle f r den vorgegebenen Zufluss und Geschiebeeintrag werden f r die Einkornsimulation der Vorfaktor der Transportformel und die Formrauheit in der Aufweitung f r die Mehr kornsimulation zus tzlich die Hiding Funktion der Mehrkorntransportformel kalibriert Abschnitt 3 1 2 Gleichungen 3 10 bis 3 13 Die Geschiebemischung aus dem Labor wird im numerischen Modell entweder als Einkornmaterial oder als Mehrkornmaterial mit einer begrenzten Anzahl Kornfraktionen abgebildet Der Korndurchmesser des Einkornmaterials entspricht dem massgebenden Korndurchmesser dm 1 25 aus dem Laborversuch F r das Mehrkornmodell wird die Kornverteilung der Laborversuche in sechs Kornfraktionen unterteilt Die Anzahl Korn fraktionen wurde gem ss Vorschlag von KHIN 1989 bestimmt Darin ist die minimal notwendige Anzahl Kornfraktionen mit N 5 6 log o gegeben wobei die geometri sche Standardverteilung der Kornverteilung durch og 0 5 dg4 dso dso d s gegeben ist hier gilt also N 5 6 log 1 73 gt 6 Die Korngr ssenbereiche der einzelnen Korn fraktionen sind nach der logarithmisch quidistanten Fraktionierungsmethode von RIBBERINK 1987 definiert Durch line
154. eingetragene mittle re Jahresfracht betr gt 12 500 m a f r das MK und stimmt gut mit den Absch tzungen in der Geschiebehaushaltstudie berein FLUSSBAU AG 2005 F r die Validierungsperiode 2002 2009 resultiert f 0 70 In Abb 6 22 sind die mittle ren L ngsprofile der Sohle der Ein und Mehrkornmodellierung sowie der Vermessung gegen bergestellt Die eingetragene mittlere Jahresfracht w hrend der Validierungspe riode betr gt 13 900 m a was gut mit der Geschiebehaushaltstudie bereinstimmt FLUSSBAU AG 2005 155 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Topo 1978 Topo 1989 vermessen Topo 1989 modelliert EK eee opo 1989 modelliert MK 21 20 19 18 x km t i Abb 6 21 Kalibrierungsphase 1978 1989 Mittlere Sohle aus EK und MK Model lierung sowie aus der Vermessung von 1989 verglichen mit der Ausgangs topographie von 1978 Topo 2002 Topo 2009 modelliert EK e eee Topo 2009 modelliert MK Abb 6 22 Validierungsphase 2002 2009 Mittlere Sohle aus EK und MK Model lierung verglichen mit der Ausgangstopographie von 2002 Die Mehrkornmodellierung f hrt nicht zu einem grunds tzlich anderen zeitlichen Ver halten der mittleren Sohlenlage als die Einkornmodellierung Der gr sste Unterschied ist dass in der Einkornmodellierung f r die Kalibrierungs und Validierungsphase von gleichem f ausgegangen werden kann in der Mehrkornmodellierung hingegen f r die Validierung vom Wert aus der
155. eistet werden BWG 2000 Damit wandelte sich der technische auf Risikominimierung Flusskorrektionen und Landgewinn ausgerichtete Hochwasserschutz zum heutigen nachhaltigen Hoch wasserschutz der den kosteneffizienten Schutz vor den Wasserrisiken mit der Erhaltung oder F rderung naturnaher Gew sser verbinden soll ZAUGG STERN 2006 1 Einleitung Abb 1 1 Thur bei Altikon vor 1993 und nach 2011 lokaler Aufweitung Blick gegen die Fliessrichtung Photo C Herrmann BHAteam Frauenfeld Ende des 20 Jahrhunderts begann man lokale Flussaufweitungen im Labor zu untersu chen und auch an kanalisierten Fl ssen zu realisieren Abb 1 1 rechts Sie sollen einer seits dem Fliessgew sser lokal mehr Raum zur Verf gung stellen andererseits hnlich zu Absturzbauwerken oder Blockrampen die Sohle stabilisieren Eine Flussaufweitung weist lokal ein steileres Gef lle auf und gew hrleistet dennoch eine Durchg ngigkeit f r verschiedene Lebewesen Gleichzeitig stellt sie kologisch wertvollen Raum zur Verf gung Heute sind flussbauliche Hochwasserschutzmassnahmen nur mehr in Kombination mit kologischen Begleitmassnahmen realisierbar Lokale und l ngere Flussaufweitungen eignen sich daf r gut indem sie als bauliche Massnahme eingesetzt werden k nnen zu einer lokalen kologischen Aufwertung beitragen und gleichzeitig f r die Naherholung in Siedlungsgebieten einen Standortvorteil bieten indem die Natur f r die Bev lkerung
156. em Fluss seinen zustehenden Raum wieder zur ck zu geben Dieses Idealziel ist in den wenigsten F llen umsetzbar da Siedlungsr ume und Infrastrukturbauten innerhalb des zustehen den Raums liegen Deshalb wird dem Fluss zumindest lokal mehr Raum zur ckgege ben Die verf gbare Breite h ngt meist vom Platz ab sowie von den gegenw rtigen Eigentumsverh ltnissen und vorhandenen Finanzen Es gilt das richtige Mass zwischen optimaler flussbaulicher Breite verf gbarer Breite und minimaler kologisch erforder licher Breite zu finden F r eine korrekte Dimensionierung von Flussaufweitungen sind klare Ziele notwendig die auch ebenso klar kommuniziert werden sollen Wird eine Flussaufweitung prim r aus Hochwasserschutzgr nden oder aus kologischen Gr nden realisiert Eine Aufwei tung als flussbauliche Massnahme sollte aber wenn immer m glich die kologische Funktion grunds tzlich verbessern W hrend die kologischen und gesellschaftlichen Aufwertungsziele bereits nach kurzer Zeit beurteilt werden k nnen bedarf es zum Erreichen der flussbaulichen Ziele eines meist gr sseren Zeithorizonts da f r morpho logische Ver nderungen eine bestimmte hydraulische Belastungsintensit t von gen gend langer Dauer gegeben sein muss Die Einsch tzung der flussbaulichen Wirkung ist zudem komplex und durch viele Faktoren beeinflusst Mit sorgf ltigen Abkl rungen und weiteren Forschungst tigkeiten gilt es zu verhindern dass die beabsichtigte
157. en Abnahme der Sohlschubspannung Der Einfluss der B schungsrauheit wird verst rkt und reicht bis in Gerinnemitte Die Wirkung von fr aber auch des Turbulenzmodells als Ganzes wird umso geringer je glatter die B schung ist Mit kstw 40 m s sind nur sehr kleine Ver nderungen von z gegen ber dem Fall ohne Turbulenzmodell zu erkennen 78 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze Im B schungsbereich hat sowohl das Turbulenzmodell an sich als auch fr einen gros sen Einfluss Ohne Turbulenzmodell nehmen die Schubspannungen auf der B schung gegen aussen hin linear ab analog zur Abflusstiefe Die B schungsrauheit hat dabei keinen relevanten Einfluss Mit dem Turbulenzmodell nehmen die Schubspannungen auf der B schung gegen aussen hin nicht mehr linear ab Diese Nichtlinearit t ist umso ausgepr gter je gr sser fr ist Bei rauer B schung nimmt die Schubspannung in B schungsmitte sogar nochmals zu und erreicht ein Maximum das umso gr sser ist je gr sser fr ist F r die Geschiebetransportmodellierung im Sohlenbereich ist die B schungsschubspan nung nicht von direkter Bedeutung Da aber in angewandten Modellierungen oft Rand schubspannungen f r die Dimensionierung von Massnahmen z B B schungsstabilit t oder hinsichtlich m glicher Modellierung von B schungserosion in anderen Zusam menh ngen verwendet werden ist eine gute Abbildung der Randschubspannung im B schungsbereich notwendig Gem ss Angaben
158. en deuten darauf hin dass in der Thur die Sohle im Kanal durch eine Deckschicht stabilisiert und infolge der latenten Erosion der bergeordnete Geschiebe transport reduziert ist In der Aufweitung hingegen laufen dynamische Auflandungspro zesse ab die nicht durch Deckschichtbildungsprozesse aber durch den bergeordneten reduzierten Geschiebeeintrag beeintr chtigt sind Diesen Unterschieden wurde im Mo dell mit individuellen Stellgr ssen f r den Kanal und die Aufweitung begegnet W rde ein bergeordneter Zustand latenter Erosion mit stabiler Deckschicht im Modell abge bildet k nnte es sein dass sich die L ngsprofile im Kanal und der Aufweitung f r alle Situationen hnlich wie in Natur entwickeln w rden ohne dass gebietsweise unter schiedliche Stellgr ssen n tig sind Das resultierende Geschiebeeintragsvolumen k nnte dann in der gleichen Gr ssenordnung ausfallen wie in der Geschiebehaushaltstudie angegeben ist Dies m sste im Modell mit weiterentwickelten Mehrkornans tzen ge pr ft werden vgl Ausblick in Kapitel 8 Erg nzend wurde mit dem 1D Modell erfolgreich berpr ft ob die Versatzbildung in der Aufweitung auch ausgehend von einer g nzlich ebenen Sohle korrekt wiedergege ben wird Die Versatzbildung wird auch dann korrekt wiedergegeben wenn keine Ini tialablagerungen in den Aufweitungen durch die Ausgangstopographie vorweggenom men werden wie dies mit der Ausgangstopographie 2002 der Fall war Der Effekt des
159. en einer Aufweitung auf den Hoch wasserschutz das Grundwasser oder auf die Stabilisierung der Sohle gemacht werden Grundlagen f r numerische Simulationen Zuverl ssige Prognosesimulationen f r Naturzust nde setzen gute Grundlagendaten voraus Besonders wichtig ist der Geschiebeeintrag in den Untersuchungsperimeter Der Geschiebetransport in Abh ngigkeit des Abflusses kann im Allgemeinen nicht gemessen werden und ist somit die unsicherste Randbedingung Er kann meist nur im Rahmen einer Geschiebehaushaltstudie abgesch tzt werden F r das langj hrige Verhal ten der bergeordneten Flusssohle in Abh ngigkeit des Geschiebehaushalts sind Ge 207 Schlussfolgerungen und Ausblick schiebetransportmodellierungen notwendig Ist der Geschiebeeintrag in den Untersu chungsperimeter bekannt z B aus Geschiebehaushaltstudien oder anhand der Geschie bebeschickung im Labor l sst sich die Ver nderung des mittleren L ngsprofils durch eine Aufweitung mit einfachen Einkornsimulationen prognostizieren Anhand der Simu lation eines Laborversuchs mit station rem Abfluss und bekanntem kontinuierlichen Geschiebeeintrag konnte dies in der vorliegenden Arbeit best tigt werden Kapitel 5 Im simulierten Naturbeispiel an der Thur wurde der Geschiebeeintrag in Funktion des Abflusses f r einen 11 j hrigen Gleichgewichtszustand abgesch tzt und auf einen 7 j hrigen Zeitraum nach dem Bau einer Aufweitung bertragen Kapitel 6 Die mittlere
160. en vor die den Flussabschnitt ober und unterhalb der Schwelle zur gleichen Zeit dokumentieren Ausgangstopographie Kanal mit Sohlschwelle Q 2002 2009 Abb 7 23 L ngsprofil der Sohle im Ausgangszustand und nach einem Abflusszyklus Q 2002 2009 im Kanal mit Sohlschwelle 192 7 8 Sohlschwelle mit lokaler Aufweitung ersetzen B Kanal nach Entfernung der Schwelle Wird im Kanal die Sohlschwelle entfernt ohne die stabilisierende Wirkung durch eine andere Massnahme zu ersetzen f hrt dies am Ende eines Abflusszyklus zur mittleren Sohlenlage in Abb 7 24 Gegen ber der Modellierung mit Schwelle unterscheidet sich das mittlere L ngsprofil nach Entfernung der Schwelle nur darin dass der Absatz bei x 17 650 km ausgeebnet wird und dass die Sohle oberstrom davon bis zu 0 55 m erodiert und unterstrom davon bis zu 0 58 m aufgelandet wird Nach Entfernung der 1 m hohen Sohlschwelle tieft sich die Sohle in diesem Simulati onsbeispiel im Oberwasser im Vergleich zur Situation mit bestehender Sohlschwelle zus tzlich maximal um 0 1 m resp bei x 22 0 km um 0 07 m ein Demnach h tte eine Entfernung der Schwelle nur geringf gige Auswirkungen auf das bergeordnete L ngs profile der mittleren Sohle In Kombination mit einer Erh hung des Geschiebeeintrags d rften die Erosionen im Oberwasser infolge Schwellenentfernung noch geringer aus fallen oder sogar ausbleiben Wird die Sohle unterhalb des Schwellenquerschnitts nicht wie i
161. entisch ange nommen werden kann Ein kompaktes Gerinne umfasst laut dieser Definition sowohl breite als auch enge Rechteck und Trapezquerschnittsformen aber auch Doppeltra pezprofile mit homogener oder heterogener Oberfl chenrauheit solange die mittlere Geschwindigkeit ber den ganzen Querschnitt als nahezu gleich angenommen werden kann 2 Grundlagen Unterscheiden sich die mittleren Geschwindigkeiten aus den einzelnen Teilbereichen des Gesamtquerschnitts infolge unterschiedlicher Rauheitsverh ltnisse oder Fliesstiefen stark so wird das Gerinne als gegliedert bezeichnet engl compound channel Ein Doppeltrapezprofil mit Vorl ndern die nur bei gr sseren Hochwasserereignissen ber str mt werden und meist eine deutlich unterschiedliche Rauheit infolge von Bewuchs aufweisen ist ein typisches Beispiel f r einen gegliederten Querschnitt Die verh ltnis m ssig geringe Abflusstiefe in den Vorl ndern f hrt zu geringen Fliessgeschwindigkei ten Im bergangsbereich zwischen dem langsam fliessenden Vorlandabfluss und schnell fliessendem Hauptgerinneabfluss f hrt die Geschwindigkeitsdifferenz zu Wir beln und einem turbulenten Impuls und Massenaustausch Die Abfluss und Geschiebe transportkapazit t im Hauptgerinne wird dadurch beeintr chtigt F r die Abflussberech nung in gegliederten Querschnitten gibt es viele unterschiedliche Ans tze Eine ber sichtliche Zusammenstellung ist in DITTRICH 1998 deren Beurteilung anhand v
162. enz Az 1 16 m Wird die obere Aufweitung direkt an die bestehende Aufweitung angeschlossen Xa 0 so werden die Ablagerungen in der unteren Aufweitung teilweise abgetragen 198 7 10 Teilaushub statt Vollaushub der Aufweitung 380 E 375 N 370 365 25 23 21 19 x km 17 Abb 7 29 Ausgangssohle und mittlere modellierte Sohlenlage am Ende des Ab flusszyklus f r unterschiedliche Abst nde X der Aufweitungen Az m ni wro zo 333 25 23 21 19 x km 17 Abb 7 30 Differenz der mittleren Sohlen am Ende des Abflusszyklus gegen ber der Ausgangssohle mit und ohne obere Aufweitung jeweils f r unterschiedliche Abst nde Xx 7 10 Teilaushub statt Vollaushub der Aufweitung Wird beim Bau einer Aufweitung s mtliches Aushubmaterial entfernt und muss dieses weggeschafft werden k nnen hohe Transport und Deponiekosten entstehen Alternativ kann ausgehobenes Material aus den Vorl ndern im Gerinne belassen werden falls sich dieses dazu eignet und nicht z B feiner Schwemmsand ist Die Versatzbildung und die Ablagerungen in der Aufweitung werden dadurch teilweise vorweggenommen Die Entwicklung der mittleren Sohle innerhalb des Perimeters unterscheidet sich zwischen Teilaushub und Vollaushub wie die folgend beschriebenen Modellierungen mit Refe renzmodell B zeigen Ausgangssituation f r die Modellierungen war die Sohle wie sie sich mit der unteren Aufweitung nach einem Abflusszyklus einstellte Im Abstand von 1 k
163. er Thur nach dem Bau der Aufweitung Wie reagiert die mittlere Sohle mit einer Aufweitung die oberstrom der Schwelle gebaut wird D Aufweitung mit gleichzeitiger Entfernung der Schwelle Wie w rde sich die Sohle verhalten wenn die Schwelle entfernt und oberstrom eine Aufweitung als Ersatzmassnahme gebaut w rde Untere Aufweitung Sanwele Oberwaser oo Aamann a A A A A 3 3 3 3 3 w N gt gt N oO co N D or Abb 7 22 Grundrissskizze der Modellgeometrie zur Untersuchung der Bedeutung der Sohlschwelle A Kanal mit Schwelle Uber dem Absturzbauwerk stellt sich bei gr sseren geschiebewirksamen Abfl ssen ein hydraulisch unvollkommener berfall ein Der Durchgang eines Abflusszyklus f hrt unmittelbar oberhalb der Schwelle und auch ber mehrere Kilometer stromaufw rts zu einer Sohlenabsenkung von bis zu 0 45 m Abb 7 23 Diese Eintiefung ist auf den sogenannten Schwellenversatz unmittelbar oberstrom der Schwelle zur ckzuf hren Der Schwellenversatz ist die H hendifferenz zwischen der effektiven Sohlenlage die sich oberstrom der Schwelle einstellt und der Schwellenkrone wobei die Sohle oberhalb der 191 7 Praxisbezogene Fragestellungen Schwelle in der Regel auf einer tieferen Kote als die Schwellenkrone liegt SCH LCHLI 2005 Die H he des Schwellenversatzes kann je nach Abfluss und berfallcharakteris tik variieren Unterhalb der Schwelle landet die Sohle um bis zu 0 45 m auf Bei unvoll kommene
164. er ob zwi schen Hochwasser und Vermessung noch kleinere geschiebewirksame Abfl sse statt finden Aus den mit Dreiecken markierten Vermessungszeitpunkten in Abb 6 19 l sst sich schliessen dass 2005 und 2009 keine gr sseren Abfl sse zwischen Hochwasser und Vermessung auftraten 2007 aber schon Entsprechend wurde die Sohle im Modell bei km 20 0 bis zum Zeitpunkt der Vermessung 2007 bereits wieder angehoben ber das Verhalten der Sohle in der Natur zwischen Hochwasserspitze und Vermessung liegen keine Daten vor Es ist zu vermuten dass auch in der Natur gr ssere Schwankun gen der lokalen Sohlenlage w hrend des Hochwassers auftreten und diese nicht unmit telbar nach Abklingen des Hochwassers r ckg ngig gemacht worden sind sondern erst durch erneute gr ssere Abfl sse Ein Indiz daf r liefern die mittleren Koten der Topo 153 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur graphievermessungen von 2005 2007 und 2009 in Abb 6 19 Die vermessene Kote von 2007 liegt h her als die anderen beiden Dies k nnte auf die gr sseren Abfl sse zwi schen dem grossen Hochwasserereignis 2007 und der nachfolgenden Topographie vermessung zur ckzuf hren sein die zu einer Wiederauflandung der w hrend des Hochwasser entstandenen gr sseren Erosionen f hrten Aufgrund dieser Unsicherheiten sollten die Topographievermessungen immer als Momentaufnahmen interpretiert und einzelnen Vermessungspunkten nicht zu viel Beachtung geschenkt werden Das Resulta
165. ersatzhochpunkts wird unter anderem durch die L nge der Aufweitung bestimmt Je l nger eine Aufweitung und damit die Strecke mit einem Sohlengef lle steiler als im brigen Kanal ist umso gr sser f llt die Sohlenhebung am oberen Ende der Aufweitung gegen ber der ur spr nglichen Sohlenlage aus und umso h her kommt auch der Versatzhochpunkt zu liegen Die Lage des Versatztiefpunkts ergibt sich einerseits aus der Lage des Versatz hochpunkts abz glich der Versatzh he andererseits ist sie aber auch vom bergeordne ten Geschiebehaushalt abh ngig Bei einem allgemeinen Geschiebedefizit kann unter Umst nden der zu Beginn der Versatzbildung entstandene Kolk nicht wieder aufgef llt werden und der Versatztiefpunkt kommt in diesen Kolk zu liegen Die grunds tzliche Sohlenentwicklung und Versatzbildung wird mit numerischen Simu lationen durch EL KADI 2006 best tigt Zur Verifizierung der Modellg te eines eindi mensionalen numerischen Modells wurden diverse Testf lle berechnet teilweise rein 41 2 Grundlagen theoretische fiktive Beispiele teilweise basierend auf Messdaten von Laborversuchen Unter anderem wurde auch eine lokale Aufweitung berechnet wobei keine Laborversu che zu Grunde lagen Die Geometrie und Ausgangslage war den Versuchen von HUNZINGER 1998 sehr hnlich Auch die Entwicklung der mittleren Sohle und die Entstehung der Kolke stimmen mit den gemachten Beobachtungen von Hunzinger sehr gut berein 2
166. erursachen und die Wandreibung entsprechend zu ber cksichtigen Eine laterale Variation der Geschwindigkeit kann nur mit dem Turbulenzmodell abgebildet werden und dies nur falls im Sohlenbereich unter schiedliche Rauheiten definiert sind F r Geschiebetransportmodellierungen kann der Wandreibungsansatz nicht mit erh hter Rauheit in den Randzellen ersetzt werden da die Sohlschubspannungsverteilung dann nicht glaubw rdig abgebildet wird 4 6 Fazit Die Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung mit dem 1D und 2D Reibungsansatz zeigen dass der prozentuale Sohlschubspannungsanteil SF grund s tzlich mit beiden Modellen befriedigend modelliert werden kann Dies ist eine wichti ge Voraussetzung f r zuverl ssige Geschiebetransportmodellierungen Die Untersu chung zeigt aber auch dass je nach Anwendungsfall unterschiedliche Faktoren ber ck sichtigt werden m ssen damit die Reibungsans tze korrekt wirken Der Vergleich der Einstein Approximation mit anderen Ans tzen zeigt dass nur in kompakten Profilen Unterschiede bestehen Bei grossen b h Verh ltnissen sind keine 97 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Abweichungen mehr auszumachen F r homogene Rauheitsverh ltnisse stimmen alle Ans tze auch in kompakten Gerinnen relativ gut berein Im Gegensatz zur Knight Approximation die aus vielen experimentellen Daten hervorgeht wird SF mit der Einstein Approximation geringf gig untersch tzt
167. es L ngsgef lle in der Aufweitung ein als im Kanal Dies entspricht nicht den Beobach 194 7 8 Sohlschwelle mit lokaler Aufweitung ersetzen tungen in der Aufweitung bei Altikon an der Thur In VAW 2007 wird das mittlere L ngsgef lle der oberen Aufweitung f r die Vermessung 2005 mit 1 9 angegeben und damit um lediglich 0 2 o steiler als das mittlere Kanalgef lle Wird das Gef lle aber ber die ganze Aufweitungsstrecke mit beiden Aufweitungen bestimmt vom Beginn der oberen Erweiterung bis zum Ende der unteren Verengung so resultiert ein Gef lle von 1 65 unwesentlich kleiner als das mittlere Kanalgef lle Dadurch wird keine Niveaudifferenz berwunden und eine Erosion am unteren Ende der Aufweitung setzt sich entsprechend auch oberhalb der Aufweitung fort Die Ursache f r die unterschied lichen L ngsgef lle liegt in der Geometrie In diesem Simulationsbeispiel entspricht die Breite der Aufweitung der maximalen Breite in Natur Diese wird nach einer kurzen Erweiterungsstrecke erreicht und bleibt bis zum Beginn der Verengung konstant In Natur hingegen ist die Erweiterungs und Verengungsl nge gr sser Die maximale Breite besteht nur ber einen kurzen Abschnitt im brigen variiert die Breite stark Daraus resultiert in der Aufweitung in Natur kein durchgehendes und konstantes L ngs gef lle wie im vereinfachten Simulationsbeispiel Durch Anpassung des Abflusses sollen mit dem vorliegenden Simulationsbeispiel hn lich
168. ese include an example with a second local river widening that is located some distance upstream of an existing widening and a scenario whereby the deposition in the widening is partly mounted in advance Furthermore another scenario is investigated whereby a local widening is combined with the removal of a downstream sill Significant parameters in the numerical simulations are identified and varied their effects are highlighted and discussed xiii Symbole und Abk rzungen SF ASF SFw dmi Amax k dmin Bk dms dgk fo for Fr fi fr g 1 1 m m m m m m m m H m H H H m H m m m m m m m m m m Prozentuale Schubkraft engl percentage shear force Prozentuale Sohlschubkraft Prozentuale B schungs Wandschubkraft Durchflossene Querschnittsfl che Grundfl che der Randzelle Benetzte Wandfl che der Randzelle Sohlenbreite Breite Aufweitung Zellausbreitungsl nge der Randzelle senkrecht zur Wand engl boundary cell Zellenbreite im Sohlenbereich engl cell Breite Kanal Zusatzgr sse f r universelle Fliessformel zur Ber cksichtigung der Querschnitts form Zellenbreite im B schungsbereich engl wall cell Koeffizient Approximation Knight 1992 Reibungswiderstandskoeffizient Reibungswiderstandskoeffizient f r die Sohle Reibungswiderstandskoeffizient f r die Wand Koeffizient Approximation Knight 1992 Korngr ss
169. esers 119 5 7 Diskussion und Fazit messet nena a a a a aE 124 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur ssesssecssocessocesocesoocessccssocesoossocsessessse 129 6 1 Ziel ndInk lt ar sense a Ea e a e eann 129 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur esssseessseseessssersrsseesessesrssersessreresseseeseesersesseeresseseesse 129 6 3 Model aut bat sie apaan a A a E SAE 141 6 4 Walibrietin gs VOTO chefers nara E a E e EEE O EEEE 143 6 5 ID Modelier ng uses gt pe ee babe 144 6 5 1 1D Hydraulik Hochwasser 2002 cccccesccsseessecesecseeeseeeseeeeeeeeeeeenseeeseeeseenaeeaecaeeeseeeneeees 144 6 5 2 1D Kalibrierung Geschiebefunktion 1978 1989 cuuneesseesenssensnensnnenneenneennen nennen 147 6 5 3 1D Validierung L ngsprofil mit Aufweitung 2002 2009 eenenenneneennen 149 6 6 2D Modelheruns 2 2 RER generieren sets ee eens 161 6 6 1 2D Hydraulik Hochwasser 2002 cccesccesccssecssecsseeseeseeeeeceeeceeeesecesecesecaecsaeeeeeaeeeneeses 161 6 6 2 2D Validierung L ngsprofil mit Aufweitung 2002 2009 163 6 6 3 Einfluss Turbulenzmodell aseinani niaaa naaie a aasien ien 165 6 6 4 Reduzierte Abflussganglinie 00 0 0 cc cecceseesseesseseceeseeeeceeecesecesececeseceeecesecnaeeaeceeeaeeeneeass 168 6 7 Diskussion nd Fazit 2 2285 a en En Er NN sa sale 168 viii Inhaltsverzeichnis 7 Praxisbezogene Fragestellungen ssssssssssssssssssnsnssssssnssnssssnssnsssnensnsnssnnnnene 1
170. ete Situation einer glatten Sohle eigentlich nicht g ltig ist Somit sind die Abweichungen im heterogenen Fall zu relativieren Um die Unsicherheit mit glatter Sohle zu reduzieren werden die beiden Approximatio nen Einstein und Knight f r g nzlich raue Profile mit jeweils unterschiedlichen Rau heitsverh ltnissen betrachtet homogen verteilt heterogen verteilt mir rauerer B schung heterogen verteilt mit rauerer Sohle Dieser Vergleich wird f r fiktive Zust n de gemacht Es liegen keine Laborversuche zugrunde Der Vergleich zeigt dass die Abweichungen je nach Rauheitsverh ltnis unterschiedlich stark ausfallen In Abb 4 6 rechts sind die Einstein Approximation f r die Strickler Beiwertverh ltnisse kst Kstw 0 75 1 und 1 5 und die Knight Approximation f r die Verh ltnisse der quiva lenten Sandrauheiten ksp ksw 5 62 1 und 0 088 dargestellt Die Umrechnung des Strickler Beiwertverh ltnisses zum Verh ltnis der quivalenten Sandrauheiten erfolgte gem ss Gleichung 4 1 unter Einbezug von Gleichung 2 9 6 Kun 4 1 ks Ras sW Ein Vergleich der Kurven zeigt dass f r eine rauere Sohle als B schung kst Kstw 0 75 resp ksp ks w 5 62 die mittlere Sohlschubspannung gegen ber dem ho mogenen Fall mit beiden Approximationen in hnlicher Gr ssenordnung zunehmen d h dass sich die Kurven nach oben verschieben Im anderen Fall wenn die B schung rauer ausgebildet ist als die Sohle Asip kstw 1 5
171. f Deshalb wird davon ausgegangen dass es sich bei diesem Punkt bei km 19 8 im Jahr 2002 um eine Fehlinterpretation der Hochwasserspur oder allenfalls um eine fehlerhafte Messung handelt Dieser Punkt wird f r Resultateinsch tzung daher nicht beigezogen 50 8 40 30 Q K Kornrauheit A Korn und Formrauheit e ee A Kornrauheit 20 20 30 40 50 Kory m s Abb 6 9 Je f nf Strickler Beiwert Kombinationen f r Sohle ks und B schung Vorland ks im Kanal und in der Aufweitung f r bestm gliche Uberein stimmung der modellierten Wasserspiegel mit den Hochwasserspuren 2002 und je mit einem linearen Fit angendhert Reduktion der Korn und Form rauheit in der Aufweitung auf die reine Kornrauheit mit Hilfe des Redukti onsbeiwerts for 146 6 5 1D Modellierung E Linie Wsp e HW Spuren Topo 2002 21 20 19 18 x km KN aa Abb 6 10 Hydraulische 1D Kalibrierung Vergleich der mittleren Wasserspiegel Wsp und Energielinie E Linie mit den Hochwasserspuren von 2002 6 5 2 1D Kalibrierung Geschiebefunktion 1978 1989 F r den Zeitraum zwischen den Topographievermessungen 1978 und 1989 wird f r die bekannte Abflussganglinie Qi7g s9 die entsprechende Geschiebeganglinie O 7s 89 f r den oberen Perimeterrand gesucht Um die Simulationszeit deutlich zu verk rzen be r cksichtigt Qgs s9 nur Abfl sse mit Q gt 100 m s S mtliche Geschiebetransport relevanten Abfl sse die
172. fachte Annahme Weiter beeinflussen sich die Parameter Q O d und gegenseitig so dass die Variation eines einzelnen Parameters nur bedingt aussagekr ftig ist Das Resultat ist immer auch von den absoluten Gr ssen der brigen Parameter abh ngig Die hier vorgestellten Diagramme geben die Tendenzen immer bezogen auf eine bestimmte Parameterkombi nation an 7 7 Station rer Abfluss als vereinfachte Annahme Mit dem Referenzmodell B wird die Entwicklung der mittleren Sohle infolge einer Aufweitung f r die instation re Abflussganglinie Q2000 2009 und f r station re Abfl sse unterschiedlicher J hrlichkeit verglichen Tab 7 4 Es stellt sich die Frage inwieweit die Ber cksichtigung des instation ren Abflusses f r die Entwicklung des mittleren Sohlenl ngsprofils entscheidend ist oder dieser vereinfachend durch einen station ren Abfluss ersetzt werden kann F r Handrechnungen zur Prognostizierung von Ver nde rungen im Flussbau ist es blich einen massgebenden station ren Abfluss anzuneh men einen so genannten bettbildenden Abfluss BEZZOLA 2013 empfiehlt f r unver baute Gerinne mit nat rlichen Ufern als Gr ssenordnung den 2 bis 5 j hrlichen Ab fluss In der folgenden Betrachtung bezieht sich die Hydrologie auf die Abflussmessstation bei Andelfingen in der Thur Die station ren Modellierungen werden abgebrochen sobald ein Gleichgewichtszustand erreicht ist wobei 99 der am oberen Rand eingetra genen Geschi
173. fen die mittleren L ngsprofile des Wasserspiegels der Energielinie und der Sohle parallel Durch eine Aufweitung wird dieser Zustand ver ndert Unter Annahme eines konstanten Sohlengef lles das in der Aufweitung gleich wie im Kanal ist und unter Annahme eines stre menden Abflusszustands liegt in der Aufwei tung aufgrund der gr sseren Breite eine kleinere Normalabflusstiefe vor als im Kanal Die Wasserspiegeldifferenz zwischen der Normalabflusstiefe im Kanal und derjenigen in der Aufweitung wird durch eine Senkkurve berwunden die sich im Kanal einstellt Im Einlauf zur Aufweitung kommt es infolge der Senkkurve und der anschliessenden seitlichen Ausbreitung des Abflusses zu einer Beschleunigung und einer Absenkung des Wasserspiegels Durch die erh hten Fliessgeschwindigkeiten in der Querschnittserwei terung entstehen gr ssere Verluste Die mittlere Energieh he nimmt ab Aufgrund der grossz gigen Platzverh ltnisse innerhalb der Aufweitung steht ber die Breite betrachtet f r denselben Abfluss ein gr sserer Abflussquerschnitt zu Verf gung Die mittlere Geschwindigkeit und die kontinuierlichen Reibungsverluste werden stark reduziert Die Verengungsstrecke am Ende der Aufweitung im bergang von der Aufweitung zum Kanal f hrt zu einem R ckstau Der Wasserspiegel wird soweit angehoben bis der Abfluss die lokalen Verluste in der Verengung berwinden und mittels Beschleunigung die Normalabflussgeschwindigkeit des Kanals erreichen kan
174. filen steigt die Sohle gegen die Seitenw nde hin um ungef hr 1 2 mm an Sowohl HUNZINGER 1998 als auch ZARN 1997 haben in ihren Modellversuchen ebenfalls festgestellt dass sich im kompakten Kanalabschnitt eine konkave Sohlenform einstellt mit leicht erh hter Sohle am Rand des Querprofils Sie f hren dies auf den relativ grossen Einfluss der Wand zur ck ZARN 1997 Abb 33 gibt die seitliche Er h hung mit ungef hr 4 mm an und beschreibt die Form des charakteristischen Querpro fils als Spiegelbild der zeitlich gemittelten Schubspannungsverteilung T 0 6 0 4 0 2 zasai 1D eT 1D u 2D T 2D 0 0 0 2 0 1 00 0 1 0 2 0 4 0 2 0 0 0 2 0 4 Abb 5 14 Laterale Verteilung der Fliessgeschwindigkeit u und der Sohlschubspan nung im ID und 2D Modell bei x 7m im Kanal links und bei x 10m in der Aufweitung rechts 0 2 0 0 0 2 0 4 y m 10 9 g sm Abb 5 15 Laterale Verteilung der spezifischen Geschiebetransportkapazit t gp im 1D und 2D Modell bei x 7 m im Kanal links und bei x 10 m in der Auf weitung rechts Die 10 verwendeten Querprofile liegen im Abstand von 1 m im Bereich 14m lt x lt 5 m 123 5 Simulation Aufweitung Laborversuch Az mm 0 1 y m 0 2 Abb 3 16 Differenz Az der Sohlenkote zur minimalen Sohlenlage je f r 10 Querprofile x 15 m 14 m 5 m stark berh ht dargestellt 5 7 Diskussion und Fazit Das numerische 1D und 2
175. gegen ber dem Ausgangszustand nicht da die Distanz zum unteren Rand 1 km deutlich geringer ist als im Referenzmodell B 11 km und die Zw ngung durch die untere Randbedin gung deshalb st rker ausf llt Zudem bleibt dort mit dem Referenzmodell A das L ngs gef lle im Kanal f r alle Abfl sse gleich da mit der Geschiebe Randbedingung trans port capacity am oberen Rand genau diese Bedingung vorgegeben wird Abschnitt 7 4 Ist die Kanalbreite gr sser als die optimale Breite wie dies in nat rlichen Gew ssern blicherweise der Fall ist so f hrt eine Gerinneverbreiterung bei unver ndertem O und Os zu einer Vergr sserung des L ngsgef lles Ja Je nach Abfluss und Einfluss des Doppeltrapezprofils kann es sein dass sich die optimale Breite der vorgegebenen Kanalbreite ann hert oder sogar gr sser wird Einen weiteren Einfluss auf das Gef lle in der Aufweitung haben die Ber cksichtigung der Sohlen und Bankformen in der Auf weitung f hren zu einem gr sseren L ngsgef lle und der in der Aufweitung reduzierte Shieldsparameter 6 f hrt zu einer Reduktion des L ngsgef lles All diese Einfl sse f hren dazu dass in diesem Simulationsbeispiel mit gr sserem Abfluss das L ngsgef l le in der Aufweitung abnimmt und mit HO 00 gt sogar geringer als im Kanal ausf llt Um die Sohlenver nderung aufgrund der mehrj hrigen effektiv gemessenen Abflussgangli nie O 2002 2009 abzubilden eignet sich in diesem Simulationsbeispiel der
176. gen zu u ul uy lul Tx ZPL gt Ty P 3 16 Cr Cr F r Normalabflussbedingungen ohne Querstr mung mit uy 0 reduziert sich Glei chung 3 16 auf Tox PehSy Thy 0 i 3 17 Turbulenzmodell TM Zur L sung der tiefengemittelten Reynoldsspannungen Schubspannungen infolge innerer Reibung x ty und z aus den 2D Flachwassergleichungen sind zus tzliche Gleichungen n tig die den Zusammenhang zwischen den mittleren Str mungsgr ssen und den gemittelten Ausdr cken der Schwankungsgr ssen herstellen Dieser Zusam menhang wird mit einem Turbulenzmodell gegeben Mit Turbulenzmodellen werden nicht detaillierte turbulente Bewegungen abgebildet sondern lediglich der Effekt der 55 3 Verwendete numerische Modelle Turbulenz auf das Verhalten der mittleren Str mung beschrieben RoDI 1984 In An lehnung an das Boussinesq Wirbel Viskosit tskonzept werden die viskosen und turbu lenten Effekte als zus tzlicher Fliesswiderstand oder innere Reibung interpretiert Die tiefengemittelten Reynoldsspannungen werden gel st zu Ou Ou Ou au Der en OY By en 3 18 Dabei wird davon ausgegangen dass die Viskosit t v w u aus zwei Anteilen be steht i Kinematische Viskosit t w eine fluidspezifische Eigenschaft ii Turbulente Wirbelviskosit t v abh ngig vom Str mungsfeld und berechnet mit Hilfe eines Turbulenzmodells In nat rlichen Fliessgew ssern sind die Randschubspannungen und die durch Turbulenz induz
177. gt zi 3 0 7 5 0 7 5 7 5 0 y m i yim Abb 4 36 Geschwindigkeit in den Zellen mit aktiviertem Turbulenzmodells mit dem Wandreibungsansatz links und ohne Wandreibungsansatz jedoch mit Er satzreibung in den sechs wandn chsten Randzellen rechts Wandreibungsansatz Randzellen mit erh hter Rauheit 40 40 2 2 2 30 2 30 gt o N oO 20 10 10 0 0 7 5 0 7 5 7 5 0 7 5 y m y m Abb 4 37 Spezifische Geschiebetransportkapazit t in den Zellen ohne Turbulenzmo dell mit dem Wandreibungsansatz links und ohne Wandreibungsansatz je doch mit Ersatzreibung in den sechs wandn chsten Randzellen rechts 96 4 6 Fazit Wandreibungsansatz Randzellen mit erh hter Rauheit gt oO gt oO a E 5 2 30 2 30 o o 20 20 10 10 0 0 7 7 5 0 yim 75 7 5 0 yim 75 Abb 4 38 Spezifische Geschiebetransportkapazit t in den einzelnen Zellen mit Turbu lenzmodell mit dem Wandreibungsansatz links und ohne Wandreibungsan satz jedoch mit Ersatzreibung in den sechs wandn chsten Randzellen rechts Die Vorgehensweise statt einen Wandreibungsansatz zu w hlen in den usseren Rand zellen die Rauheit zu erh hen kann f r rein hydraulische Modellierungen durchaus verwendet werden Um eine homogene Rauheit mit gleicher Wand und Sohlenrauheit abzubilden muss f r die Randzellen eine erh hte Sohlenrauheit gew hlt werden um eine lokale Reduktion der Fliessgeschwindigkeit zu v
178. hannel with Composite Roughness Civil Engineering Dimension 11 2 113 118 EINSTEIN H A 1934 Der Hydraulische oder Profil Radius Schweizerische Bauzei tung Z rich 103 8 89 91 EINSTEIN H A 1942 Formulas for the transportation of bed load Transactions ASCE Appendix II Vol 107 216 Literaturverzeichnis EL KADI ABDERREZZAK K 2006 Evolution d un lit de riviere en fonction des apports PhD Thesis University of Claude Bernard Lyon FAH R 1997 Numerische Simulation der Str mung in offenen Gerinnen mit bewegli cher Sohle Mitteilungen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 153 D Vischer ed ETH Z rich FISCHER H B LIST E J KOH R C Y IMBERGER J BROOKS N H 1979 Mixing in inland and coastal waters Academic Press New York FLINTHAM T P CARLING P A 1988 The prediction of mean bed and wall boundary shear in uniform and compositely rough channels Int Conf on River Regime Hydraulics Research Ltd Wiley Wallingford UK 267 287 FLUSSBAU AG 2005 Geschiebehaushalt Thur und Einzugsgebiet Projekt 3 Thur Unterlauf Geschiebehaushaltsstudie Flussbau AG ehem SA H Z rich Im Auftrag der Arge FuThur GHOSH S N Roy N 1970 Boundary shear distribution in open channel flow J Hydraul Div 96 4 967 994 GILLI S 2010 Wirkung von Flussaufweitungen auf Hochwasserwellen Parameter studie einer Deichr ckverlegung im Flussmi
179. heiten bestimmt z B Strickler Beiwerte Die laterale Verteilung der Geschwindigkeit und der f r den Geschiebetransport verantwortlichen Rand schubspannungen sind daf r meist nicht von Interesse Entsprechende Grundlagendaten stehen f r einen Vergleich dieser Verteilungen auch nur selten zur Verf gung Aus der hydraulischen Berechnung resultieren Geschwindigkeiten und Randschubspannungen die im n chsten Schritt zur Modellierung der Geschiebetransportkapazit t verwendet werden F r die Kalibrierung des Geschiebetransportmodells sind ebenfalls Messdaten notwendig wie z B Vermessungen der Sohlenver nderung oder Daten zu Geschiebe transportraten Die Erhebung solcher Datengrundlagen ist aufwendig und nur hilfreich falls sie ber einen l ngeren Zeitraum und f r den ganzen Untersuchungsperimeter vorliegen Zudem sind die Daten zum Geschiebetransport in der Regel mit grossen Unsicherheiten behaftet Eine Kalibrierung des Geschiebemodells wird oft ber pau schale Faktoren erreicht wie z B die Ver nderung des Vorfaktors der MPM Formel Gleichung 3 10 In kompakten Gerinnen hat die B schungsreibung einen massgebenden Einfluss auf die Hydraulik und auf die laterale Geschwindigkeits und Randschubspannungsverteilung Entsprechend wird auch die Geschiebetransportkapazit t beeinflusst Deshalb sind B schungsrauheiten in kompakten Profilen zu ber cksichtigen Weisen B schung und Sohle die gleiche Rauheit auf homogen verteilte Rauheit
180. hologische Prozesses enan E a te eee 38 2 3 4 Versatzbildung im bergang von Kanal zu Aufweitung eeenenennnnnnnen 39 2 3 5 Numerische Untersuchung dynamischer Sohlenentwicklung een 42 2 3 6 Entwicklung der Sohlenlage bei Geschiebedefizit ueeneeeeeene nennen 43 3 Verwendete numerische Modelle 0 000000000000000000000000000000000000000000000000000000 49 Bell 1D2Modell nn RR en ei ENN A E 49 3 11 Hydraulik atheistic ek een een a merece eee 49 3 1 2 Geschiebetr nspert unlsustassteatkestiiheleitenenn Wane end EE Racks 51 3 1 3 Verwendete Randbedingungen unsuessnsssnssnesnennennnennnnsennnennnnnennnennnnnnnennennenneon nenn 52 SDs ADMa sacececceacs seessusenests skoneasesadecnde tesnsssese sects aa Hons vtevereendesennsurevevectas Suet 53 BDV SHydraulikissanensueeshfestenutnsfuses uns acess Bun sehen S 53 32 2 Geschiebetr nspert ardlur aa Mages asus aaa a chang eho EE A mine 58 3 2 3 Verwendete Randbedingungen unseesseessnsnssnenennnnnennnennennennnennsennnnnenennnnenn nennen 59 vil Inhaltsverzeichnis 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung 0000000000000000u OL 4 1 Allgemeines 2 3 2 0 aan nannte ihtedie 61 4 2 Definitionsskizzen mit Berechnungsbeispiel enessessesneesnensnennennennennnennen nennen 63 4 3 Vergleich des 1D Reibungsansatzes mit experimentellen Daten unensnenenenenennen
181. ht im 2D Modell Normalabflusstiefe Spitzenabfluss des Hochwasserereignisses 2002 Spitzenabfluss eines Hochwasserereignisses mit einer J hrlichkeit i Index Anzahl Fraktionen einer Kornverteilung Sohlengef lle Mittleres Sohlengef lle in der Aufweitung Mittleres Sohlengef lle im Kanal Quergef lle der Sohle Conveyance Gewichtungsfunktion zur Verteilung des Abflusses im Randquerschnitt Kolktiefe oberhalb der Aufweitung Kolktiefe unterhalb der Aufweitung quivalente Sandrauheit quivalente Sandrauheit Sohle Verh ltnis der Stricklerbeiwerte mit und ohne Formrauheit Kst kst ks Strickler Beiwert gemeinsam f r Korn und Formrauheit Strickler Beiwert f r Sohlenbereich Strickler Beiwert f r Teilbereich i Strickler Beiwert f r die Sohle nur Kornrauheit Strickler Beiwert f r B schungs Wandbereich Strickler Beiwert f r linken B schungs Wandbereich Strickler Beiwert f r rechten B schungs Wandbereich quivalente Sandrauheit B schung Wand L nge Aufweitung L nge Erweiterungsstrecke L nge Oberwasser L nge Unterwasser L nge Verengungsstrecke Streichl nge der Wandzelle entlang der senkrechten Wand Manning Koeffizient n 1 kg Minimal notwendige Anzahl Fraktionen beim Fraktionierungsvorschlag einer Kornverteilung nach KHIN 1989 Benetzter Umfang Benetzter Sohlenumfang Benetzter Umfang des Teilbereichs i Gewichtsanteil einer Kornfraktion dy Obere Stiitzkraft am Elementarvolumen Untere St
182. hte Einfluss der B schungsreibung zum anderen auch die Gitterauf l sung im Thur Kanal die mit f nf Dreieckszellen ber die Sohlenbreite im Vergleich zu den Grundlagenuntersuchungen in Kapitel 4 verh ltnism ssig grob aufgrund des grossen Perimeters und der mehrj hrigen instation ren Abflussganglinien aber notwen dig ist Weiter f hrt die nat rliche unebene Sohlentopographie zu lateraler Str mung und dadurch zu einer Reduktion der Geschwindigkeitsgradienten und dadurch zu einer deutlichen Reduktion des Einflusses des Turbulenzmodells In einem idealisierten Ge rinne mit gleichgerichteter Str mung und ebener Sohle sind die Geschwindigkeitsgradi enten ausgepr gter und deshalb auch der Einfluss des Turbulenzmodells deutlicher 167 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur 6 6 4 Reduzierte Abflussganglinie STALDER 2012 untersuchte den Einfluss einer verk rzten Abflussganglinie auf die Endsohlenlage Zur Verk rzung der Rechenzeiten werden oft nur transportwirksame Abfl sse modelliert F r die Einkornmodellierungen wurden in STALDER 2012 die Hochwasserereignisse erst nach berschreiten des Grenzabflusses f r das Aufreissen der Deckschicht begonnen On HQ2 und erst bei Unterschreitung des Grenzabflusses f r Transportbeginn beendet Qo Damit wurde versucht den verz gerten Erosionsbe ginn aufgrund einer stabilen Deckschicht abzubilden STALDER 2012 untersuchte den Einfluss auf den Verlauf der mittleren Sohlenlage fa
183. hts in der Theorie und Praxis weit verbreitet Damit ist aber vielmehr ein mittlerer nahezu gleichbleibender Zustand ber eine lange Zeitdauer gemeint der sich f r regelm ssig auftretende bettbildende Hochwasserabfl sse ein 23 2 Grundlagen stellt Wird die Geometrie lokal ver ndert so passen sich die lokalen Bedingungen wieder an den bergeordneten mittleren Zustand an und streben das Gleichgewicht an Lokale Ver nderungen der Morphologie die hydraulisch bedingt sind wie z B die Versatzbildung in einer lokalen Aufweitung laufen verh ltnism ssig schnell ab Dazu gen gen wenige massgebende Hochw sser ndert aber eine ussere Randbedingung massgebend z B Abfluss oder Geschiebeaufkommen so wird sich auch dieser ber geordnete mittlere Zustand ver ndern und neu einstellen neues Gleichgewicht Dies geschieht z B ber Parallelerosion und Parallelauflandung oder ber eine Rotationsero sion um einen lokalen Fixpunkt Solche weitreichende Sohlenver nderungen ben tigen viele gr ssere Hochw sser und dauern Jahrzehnte In dieser Arbeit ist mit dem Begriff Gleichgewicht in Anwendung auf theoretische berlegungen auf Laborversuche mit station ren Bedingungen und auf vereinfachte fiktive Rechenbeispiele das effektive Gleichgewicht mit ausgeglichener Nettobilanz gemeint In Anwendung auf Praxisbeispiele mit nat rlichen instation ren Bedingungen ist mit Gleichgewicht ein mittlerer nahezu gleichbleiben
184. hubspannungs und Ge schwindigkeitsverteilung gemacht Die lokalen Sohlschubspannungen wurden mit einem Preston Rohr nach der indirekten Methode von PRESTON 1953 bestimmt Die lokal gemessene Druckdifferenz zwischen dynamischem und statischem Druck wurde dabei nach PATEL 1965 in eine lokale Sohlschubspannung umgerechnet Die gemesse nen Sohlschubspannungen wurden anschliessend so korrigiert dass ihre Summe ber 71 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung den ganzen benetzten Umfang der totalen Randschubspannung aus der Gleichgewichts betrachtung Gleichung 2 2 entsprach Yuen s Experiment Nr 26 mit einem b h Verh ltnis von 7 5 wird in diesem Abschnitt mit 2D Modellierungen verglichen Tab 4 5 fasst die Versuchsdaten zusammen und Abb 4 8 zeigt die Verteilung der tiefengemittelten Geschwindigkeiten und der Sohl schubspannungen der Laborversuche ber die Breite Auffallend ist dass sowohl die Geschwindigkeit als auch die Sohlschubspannung gegen die B schungen hin grunds tz lich abnehmen im Bereich von y b 0 4 aber lokal erh ht sind Diese Erh hungen sind auf Sekund rstr mungseffekte zur ckzuf hren Tab 4 5 _Datengrundlag des Experiments Nr 26 von YUEN 1989 J 0 001 l b h 7 5 O 0 01342 m s PJP 2 65 a 45 A 0 031 m b 0 45 m Um 0 44 m s h 0 0600 m n 0 0097 s m ksi 103 m s 0 50 0 T a gt e 0 45 0 0 40 0 5 0 yl
185. i gleichbleibendem mittleren L ngsprofil zu Ver nderun gen der morphologischen Struktur Umlagerungen von B nken und verzweigten Gerin nen Man spricht dann von einem dynamischen Gleichgewicht Effektive Gleichgewichtszust nde k nnen nur in physikalischen und numerischen Mo dellversuchen nach sehr langer Versuchszeit bei konstanten Versuchsbedingungen erreicht werden Auf solchen idealen Zust nden basieren die meisten gebr uchlichen empirischen Geschiebetransportans tze In der Natur kann sich kein eigentliches Gleichgewicht gem ss obiger Definition ein stellen weil die f r das Geschiebe massgebenden Hochwasserabfl sse instation r und nur von verh ltnism ssig kurzer Dauer sind und der Geschiebetransport entsprechend zeitlich stark variiert Untersuchungen von DE VRIES 1966 am Niederrhein in den Niederlanden haben erge ben dass die Fortpflanzungsgeschwindigkeit von Sohlenunebenheiten z B D nen im Vergleich zur Ausbreitungsgeschwindigkeit von Hochwasserwellen um den Faktor 10 kleiner ist Der Geschiebetransport ist demnach einer gewissen Tr gheit unterworfen und f hrt deshalb nicht zu einer sofortigen Anpassung des Geschiebegleichgewichts Dies wiederum kann auch bedeuten dass die Morphologie oder ein mittleres L ngspro fil nicht sofort infolge Hochwasserganglinien aus dem Gleichgewicht ger t Auch wenn es das eigentliche Gleichgewicht in Natur streng genommen nicht gibt ist der Begriff des Gleichgewic
186. ie Modellierung des Ge schiebetransports f hrt zu den mittleren Sohlengef llen in Tab 5 9 Die Reduktion von fr hat in diesem Fall einen vernachl ssigbaren Einfluss auf das mittlere Sohlenl ngspro fil Abb 5 13 Tab 5 7 Resultiertende Kalibrierungsgr ssen im 1D und 2D Modell kstw Kstpx Ks n a Kar Fork Jota to tt m s m s m 7 s ID EK 68 4 65 9 58 7 0 84 1 0 84 0 63 2D EK 65 65 9 58 7 0 84 1 0 84 0 63 5 Tab 5 8 Resultierende Gr ssen aus der hydraulischen 1D und 2D Modellierung mit Einkornmaterial im Vergleich zu den Laborversuchen Kanal Aufweitung Versatz UK Fre hy Jk ura Fra ha Ja S m s mm o m s mm o mm Labor 0 46 0 66 50 3 77 0 35 0 69 26 5 02 31 1D EK 0 45 0 64 51 3 58 0 36 0 71 26 5 28 29 2D EK 0 46 0 67 49 3 90 0 36 0 71 26 5 19 27 Tab 5 9 Einfluss der Kalibrierungsgr sse fr auf ksi und die resultierenden Gleich gewichtsgef lle im Kanal und der Aufweitung Fr Ksiw Ks n Kstoa Jx Ja m s m s m 7 s_ o o 5 65 3 90 5 19 2 59 3 68 5 16 121 5 Simulation Aufweitung Laborversuch o Wsp Labor Wsp 1D z m Sohle Labor Sohle 1D Sohle 2D f 5 0 05 10 5 0 5 10 x m Abb 5 12 Vergleich der mittleren L ngsprofile Sohle und
187. ie umliegen den Flussabschnitte ist von diversen Parametern abh ngig die sich wiederum gegensei tig beeinflussen Es existieren keine umfassenden Bemessungsformeln zur Dimensio nierung von Aufweitungen die sowohl die lokalen geometrischen Bedingungen als auch den bergeordneten Geschiebehaushalt ber cksichtigen Letzterer scheint einen entscheidenden Einfluss auf die langfristige Entwicklung des mittleren Sohlenl ngspro fils zu haben insbesondere im Fall von einem Geschiebedefizit F r die Ber cksichti gung solcher bergeordneten Einfl sse des Geschiebehaushalts eignen sich numerische Simulationen gut 47 3 Verwendete numerische Modelle Die numerischen Modellierungen wurden mit der Software BASEMENT BM Versi on 2 3 durchgef hrt BASEMENT 2013 BASEMENT verf gt ber das 1D Modul BASEchain und das 2D Modul BASEplane Mit beiden Modulen k nnen hydrodynami sche Prozesse mit Ein und Mehrkorn Geschiebetransportprozessen simuliert werden Die implementierten physikalischen Prozesse und numerischen Verfahren sind in einem Handbuch detailliert beschrieben VETSCH ET AL 2013 In diesem Kapitel wird nur auf die Themen eingegangen die f r die Arbeit von Bedeutung sind 3 1 1D Modell 3 1 1 Hydraulik Im tiefengemittelten 1D Modell wird eine Fliessstrecke axial in einzelne Querprofile aufgegliedert Das Modell basiert auf den Saint Venant Gleichungen f r ungleichf rmi gen Abfluss Diese Gleichungen setzen sich aus der M
188. ie verzweigte Gerinne alternie rende B nke lokale Kolke oder kleinr umige Variabilit t der Sohlenstruktur ist nicht Bestandteil dieser Untersuchung In Kapitel 7 werden an zwei Modellen in Naturskala die vereinfacht die Verh ltnisse der Thur wiedergeben die bergeordneten Langzeitentwicklungen f r unterschiedliche Parameter La b d und Q und praxisbezogene Massnahmen gepr ft Als Massnahmen werden der Ersatz einer bestehenden Sohlschwelle durch eine lokale Aufweitung und die Auswirkungen einer Aufweitung die nachtr glich oberhalb einer bestehenden Auf weitung erstellt worden ist auf das brige L ngsprofil f r unterschiedliche Abst nde zwischen den beiden Aufweitungen untersucht Zus tzlich wird zwischen Teil und Vollaushub der Aufweitung unterschieden und die Wichtigkeit der Ber cksichtigung von instation ren Abflussereignissen ber mehrere Jahre aufgezeigt 2 Grundlagen 2 1 Thematische Abgrenzung Die Thematik von lokalen Flussaufweitungen im Kontext des bergeordneten Geschie behaushalts welche mit numerischer Modellierung betrachtet wird deckt vielf ltige Themenbereiche ab Diese reichen von der grundlegenden Hydraulik und Kanalstr mung ber den Geschiebetransport in nat rlichen Fl ssen bis zu den grundlegenden Navier Stokes Gleichungen als Basis der numerischen Modellierung der Fluiddynamik Dabei werden gewisse Vereinfachungen und Eingrenzungen gemacht die hier vorweg genommen werden Wenn
189. ieder leicht ab da die Geschiebefront in der Aufweitung das untere Ende sehr schnell erreicht und dadurch die Kolkbildung vorzeitig abgebrochen wird Der Zeitpunkt des maximalen Kolks wird mit gr berem Material erheblich verz gert da sich das L ngsgef lle in der Aufweitung vergr ssert und folglich die Geschiebefront langsamer fortschreitet 300 450 200 300 100 150 0 0 0 1000 Q m s 0 25 dimm 50 e Az Kolk t Kolky AzKolk 9 tKolk Abb 7 16 In Abh ngigkeit von O links und d rechts sind f r die Kolke im OW und UW die maximale Tiefe Az und der Zeitpunkt des jeweiligen Erreichens die ses Maximums aufgetragen Bezeichnung t Kolk abge ndert nach SAMELI 2012 Die Breite der Aufweitung beeinflusst beide Kolke Je breiter die Aufweitung ist desto tiefer sind die Kolke und desto sp ter ist der Zeitpunkt des Maximums Eine breitere Aufweitung f hrt im Oberwasser zu einer ausgepr gteren Senkkurve und damit st rke ren Kolkbildung und in der Aufweitung zu einer langsamer fortschreitenden Geschiebe front und entsprechend l ngeren und tieferen Kolkbildung im Unterwasser 184 7 6 Reduktion des Geschiebeeintrags Geschiebedefizit Die L nge der Aufweitung beeinflusst die beiden Kolke unterschiedlich Eine l ngere Aufweitung f hrt im Unterwasser zu tieferer und sp terer maximalen Kolkbildung da die Geschiebefront in der Aufweitung mit l ngerer Distanz mehr Zeit ben tigt um das untere En
190. iert auf turbulenz theoretischen Ans tzen aus der Rohrhydraulik Glei chung 2 4 stellt eine m gliche Form des logarithmischen Widerstandgesetzes f r Gerinne dar wobei unterschiedliche Querschnittsformen unterschieden werden KEULEGAN 1938 n bu u asin Br 2 4 S Die mittlere Fliessgeschwindigkeit um wird demnach bestimmt durch die Schubspan nungsgeschwindigkeit u gRS und einen dimensionslosen Widerstandsbeiwert A resp den hydraulischen Radius R A P eine quivalente Sandrauheit k nach NIKURADSE 1933 und die Zusatzgr sse Br wobei Sr das Energieliniengef lle und P der benetzte Umfang ist F r breite Gerinne wird Br mit 6 25 angenommen aus DITTRICH 1998 was f r eine relative Gerinnebreite von b h 10 KEULEGAN 1938 und grosse relative Uberdeckung von h k gt 20 gilt KIRONOTO amp GRAF 1992 F r kleine relative berdeckungen von h k lt 4 wird Br 3 25 empfohlen f r den Zwi schenbereich eine lineare Interpolation F r breite Rechteckgerinne nach Gleichung 2 5 kann R h gesetzt und Br zu 6 02 angenommen werden KEULEGAN 1938 2 Grundlagen F r die Bestimmung von k gibt es detaillierte Tabellenwerke z B WALLISCH 1990 F r den Sohlenbereich in nat rlichen Gerinnen bestehen Ans tze die mittels einer Proportionalit tskonstante einen direkten Zusammenhang zwischen einem charakteristi schem Korndurchmesser des Sohlenmaterials und der quivalenten Sandrauheit be schreiben In der Literatu
191. ierte Schubspannungen um ein Vielfaches gr sser als die Kr fte durch kinemati sche Viskosit t Deshalb werden letztere meist vernachl ssigt w 0 Das in BASEMENT angewendete Turbulenzmodell ist das tiefengemittelte parabolische Wirbelviskosit tsmodell ein einfaches algebraisches Modell das auch als Null Gleichungs Modell bezeichnet wird Die dynamische Berechnung der turbulenten Wirbelviskosit t erfolgt mit v fur 3 19 und der Schubspannungsgeschwindigkeit pes r p 3 20 mit von Karman Konstante Der Faktor fr ist BASEMENT spezifisch und eignet sich als Kalibrierungsparameter LYN 2008 In der Literatur wird der Wertebereich f r fr mit beispielsweise 1 5 lt fr lt 3 FISCHER et al 1979 oder 4 5 lt fr lt 13 5 NUJIC 2013 angegeben Wird auf die Anwendung eines Turbulenzmodells verzichtet so werden nr N Senkrechte Seitenw nde als Spezialfall Rechteckprofil Im zellenbasierten 2D Modell wird der Reibungsverlust grunds tzlich nur ber die Sohlenreibung eingetragen Senkrechte W nde haben keine Grundfl che und k nnen 56 3 2 2D Modell deshalb auch keine Sohlenreibung bertragen Die Massnahme senkrechte W nde im Modell leicht zu neigen um dadurch eine Zellfl che zu erhalten ist keine L sung da auch eine sehr steil geneigte B schung ihren Widerstand als Sohlenreibung und nicht wie im 1D Modell als Wandreibung bertr gt Der projizierte Grundriss einer steilen B schung
192. in fast identisches Resultat Abb 6 26 Am ausgepr gtesten fallen die Unterschiede in den drei Kolken aus die mit Mehrkorn alle etwas tiefer ausfallen oberhalb der Aufweitung km 20 0 zwischen den Aufweitungen km 19 0 und oberhalb der ZH Schwelle Mittlere Sohle 1989 Topo 2009 Prognose MK Topo 2009 vermessen 21 20 19 18 x km A n I H Abb 6 26 MK Prognosesimulation f r Validierungsphase mit Aufweitung ausgehend von mittlerem L ngsprofil von 1989 Am Beispiel des Querprofils bei km 20 0 wird die zeitliche Entwicklung der mittleren Sohlenkote f r die Ein und Mehrkornmodellierung verglichen Abb 6 27 Wie oben festgestellt sind die Kolke und damit auch die Sohlenlage im Querprofil bei km 20 0 mit Mehrkorn tiefer als mit Einkorn Entsprechend verl uft in Abb 6 27 die Mehrkorn Kote unterhalb der Einkorn Kote Auffallend ist dass nach Auftreten eines Hochwas sers der Zeitpunkt des Wiederanstiegs der Kote in beiden F llen gleich ist der Anstieg selbst aber mit Mehrkorn gem ssigter verl uft Mit Einkorn verf llt sich der Kolk rasch wieder und ein stabiles Niveau wird erreicht Mit Mehrkorn laufen diese Prozesse langsamer ab Auf das Endresultat haben die unterschiedlichen Geschwindigkeiten keinen Einfluss 800 Einkorn v Mehrkorn 600 O 400 200 120 140 160 180 200 220 t Tage Abb 6 27 Zeitlicher Verlauf der modellierten mittleren Sohlenkote bei km 20 0 am oberen Ende der Aufweitung f
193. in x Richtung Spezifischer Abfluss in y Richtung Hydraulischer Radius Hydraulischer Sohlenradius Reynoldszahl Re um A v Korn Reynoldszahl Re u k v Hydraulischer Wandradius Versatzh he nach Hunzinger 1998 Relative Sedimentdichte p p 2 65 Energieliniengef lle Materialfluss zwischen Austauschschicht und Untergrundschicht im Erosionsfall 2D Modell Totale Randreibungskraft pro Laufmeter Zeit Totale Sohlenreibungskraft pro Laufmeter Totale B schungs oder Wandreibungskraft pro Laufmeter Fliessgeschwindigkeit Schubspannungsgeschwindigkeit u gRS Mittlere Fliessgeschwindigkeit Fliessgeschwindigkeit in x Richtung Fliessgeschwindigkeit in y Richtung Elementarvolumen Benetztes Volumen der Randzelle Axiale Koordinate Abstand zwischen zwei Aufweitungen Laterale Koordinate xvii Symbole und Abk rzungen Yw m m j m M Zb m M Zus l m Koordinate entlang der geneigten B schung ausgehend vom B schungsfuss punkt Vertikale Koordinate H henkote Sohlenkote Koten der einzelnen Lagen in der Unterschicht 1 2 1 2D Modell Griechische Symbole a a a ay ay p Pi Bh Psi y E Ci 6 On Gm H O ims Vv m s Vg m s V m s kg m Ps kg m o O m N m ae N m ei N m Te N m Tig N m Ti N m a N m B schungsneigung Winkel
194. indigkeits links und Sohlschubspannungsverteilung rechts f r unterschiedliche Wandrauheiten im Rechteckprofil 600 2 400 200 0 15 20 25 30 35 40 45 15 20 25 30 35 40 45 Kat m s Kat m s Abb 4 30 Einfluss der Wandrauheit auf die Abflusskapazit t links und die Geschie betransportkapazit t rechts im 1D und 2D Modell 90 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze Einfluss Gitteraufl sung Der Einfluss der Wandreibung wird im 2D Modell mit dem Ansatz nach BRUFAU UND NAVARRO 2000 ber cksichtigt Abschnitt 3 2 1 Die Wandreibung geht als zus tzli cher Reibungsterm in die Randzelle ein Daher spielt die Gitteraufl sung resp haupt s chlich die Breite der Randzelle byc eine entscheidende Rolle In diesem Kapitel wird deshalb auf den Einfluss von by eingegangen Ausgehend vom Referenzfall werden f r die Variante Kapazit t mit variablem O unter schiedliche Gitteraufl sungen betrachtet wobei bu 0 5 m 1 5m und 3 m gew hlt wurden F r die Modellierung ohne Turbulenzmodell sind in Abb 4 31 die resultieren den Abflusskapazit ten dargestellt wobei zus tzlich zum homogenen Fall kstw variiert wurde In Abb 4 32 links sind SF in Abh ngigkeit von ks f r unterschiedliche Gitteraufl sungen b h dargestellt Zus tzlich sind darin auch die Resultate aus der 1D Modellierung dargestellt Wie schon zuvor diskutiert k nnen bei bereinstimmenden Rauheiten f r die unterschiedliche
195. ingen und dem Untersuchungsperimeter m ndet kein gr sserer Zufluss Die Messwerte werden f r den untersuchten Perimeter als repr sentativ ange nommen Folgende drei Ereignisse werden betrachtet HOo Q 872 m s Hochwasser vom 12 08 2002 mit Spitzenabfluss von 872 m s Im An schluss wurden Hochwasserspuren aufgenommen Damit wird das hyd raulische Modell f r die Situation nach Fertigstellung der Aufweitung kalibriert Qas 89 Q gt 100 m s Zwischen den Topographievermessungen 1978 und 1989 wurden s mtli 2 Q gt 50m che Abfl sse einmal mit Q gt 100 m s und einmal mit Q gt 50 m s zu S einer Ganglinie zusammengefasst Qw2 09 Q gt 100 m s Zwischen den Topographievermessungen 2002 und 2009 wurden s mtli a 5 gt 50 m che Abfl sse einmal mit Q gt 100 m s und einmal mit Q gt 50 m s zu Q HAOR einer Ganglinie zusammengefasst Mit dem konservativ angenommenen Grenzwert Q 100 m s f r die Nachbildung der Hochwasserganglinien wird die Rechenzeit optimiert indem nur Abfl sse modelliert werden die Geschiebetransport verursachen Gem ss VAW 2007 liegt der Grenzab fluss f r Geschiebetransport im Kanal bei Qo 120 m s In Abb 6 3 sind auf der Zeitachse zwischen 1978 und 2012 die Zeitpunkte s mtlicher Hochwasserspitzen Q gt 400 m s aller verwendeten Topographievermessungen und Hochwasserspuren und der wichtigsten baulichen Massnahmen aufgetragen F1 und F2 bezeichne
196. inger und die Versatzform weniger weitl ufig aus als typischerweise in Laborversuchen oder in Naturbei spielen Die Abweichung der Versatzh he im numerischen Modell ist aber grunds tzlich gering lediglich ungef hr 10 der Abflusstiefe im Kanal im Vergleich zur Unsicherheit bei den Modelldaten wenn man die unterschiedlichen Gef lle in den eigentlich unter ber einstimmenden Randbedingungen durchgef hrten Laborversuchen von ZARN 1997 und HUNZINGER 1998 ber cksichtigt einmal als zwei einzelne Kan le bei ZARN 1997 einmal zusammengesetzt zu Kanal und Aufweitung bei HUNZINGER 1998 Die gemessenen mittleren Gef lle weichen um bis zu 0 7 o Punkte voneinander ab was ber die Kanall nge von 10m einen Niveauunterschied von 7mm ausmacht Dies wiederum entspricht ungef hr 27 der Abflusstiefe im Kanal HUNZINGER 1998 stellt in seiner Abbildung 11 5 die berechneten und gemessenen Versatzh hen gegen ber Diese weichen oft um 5 bis 10 voneinander ab In Anbetracht dessen ist die Abwei chung zwischen dem numerischen Modell und den Laborversuchen vertretbar Der Vorfaktor der MPM Transportformel wird durch f reduziert Sowohl im 1D Modell als auch im 2D Modell mit Turbulenzmodell ergibt sich mit f 0 63 ein Vor faktor von 5 Dies entspricht den Untersuchungen von z B HUNZIKER 1995 oder WONG amp PARKER 2006 Auch HUNZINGER 1998 machte in seinen Versuchen die Erfahrung den Geschiebetransport mit der Transportformel
197. inks Mit ks px 68 m s und kgip q 58 m s im 1D Modell sowie kst 61 m s und ks a 57 m s im 2D Modell werden die Nor malabflusstiefen aus dem Labor gut wiedergegeben Tab 5 5 Die kleineren Strickler Werte der Sohle in der Aufweitung deuten auf zus tzliche Verluste infolge Sohlen und Bankformen hin 5 5 2 Geschiebetransport Einkorn EK Auch das Geschiebetransportmodell wird f r den Kanal und die Aufweitung getrennt kalibriert In der MPM Transportformel wird f r ein Einkornmaterial im Kanal der Geschiebetransportfaktor f Gleichung 3 10 in der Aufweitung der Sohlenformfaktor for Gleichungen 2 12 und 3 10 als Kalibrierungsgr sse verwendet W hrend der Geschiebetransportfaktor im ganzen Gebiet zum Tragen kommt werden mit for nur innerhalb der Aufweitung zus tzliche Sohlen und Bankformen ber cksichtigt Im Kanal wird von keinen zus tzlichen Verlusten durch morphologische Strukturen ausge gangen fr 1 Wie in Abb 5 5 links f r die 1D Kalibrierung dargestellt ist stellt sich mit kleinerem fo ein steileres mit gr sserem fp ein flacheres Gef lle ein Mit f wird direkt die Ge schiebetransportkapazit t beeinflusst Die Kalibrierung von f f r den Kanal f hrt gleichzeitig auch zu einer Gef lleanpassung in der Aufweitung Diese weist nach der Kalibrierung des Kanals noch immer ein zu flaches Gef lle mit bersch tzter Geschie betransportkapazit t auf Durch eine Reduktion von for lediglich in der A
198. ional requirements for a successful numerical simulation of local river widening in gravel rivers are determined The possibilities and limits of the numerical modelling in terms of local river widening and the significant differences between a one dimensional 1D and a two dimensional 2D simulation are discussed The various friction formulations for the river bed and banks impact the bed load transport capacity of the river A practical calibration approach is presented for con sistent bed load transport simulations in 1D and 2D models This calibration approach is systematically applied to i laboratory testing with steady boundary conditions discharge and bed load income and ii to the river widening Altikon in the Thur River Switzerland with unsteady boundary conditions The nu merically modelled evolution of the spatially averaged bed profile conforms well to the laboratory and field measurements in both cases These simulations lead to the conclu sion that the significant processes of a local river widening relating to the average bed profile can be efficiently simulated with a 1D modelling approach The quantification of the overall bed load transport volume in natural steams with a wide grain size distribu tion is more reliably undertaken with a multi grain approach rather than with a uniform grain size Finally typical practical remedial measures in river engineering are analysed with the 1D numerical modelling approach Th
199. isch dokumentiert Abb 6 5 bis Abb 6 7 Die Bilddoku mentation veranschaulicht die Dynamik welche die morphologischen Strukturen in der 136 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur Aufweitung pr gte Ausgehend von einem symmetrischen Doppeltrapezprofil 1992 wurden bis zur Fertigstellung der Aufweitungen 2002 die Vorl nder teilweise abgetra gen und die linksseitigen D mme mit unterschiedlichen Massnahmen gesch tzt Die Bildung des Versatzes in der oberen Aufweitung in Form einer Mittelbank ist gut er kennbar 2002 Die Mittelbank wurde anf nglich mehrheitlich rechts 2003 2005 zwischenzeitlich beidseitig 2006 und ab 2007 mehrheitlich links umstr mt 2011 war die Bank ans rechte Ufer angeschlossen teilweise bewachsen und wurde nur noch links umstr mt Das Hochwasser von 2010 f hrte in der unteren Aufweitung am rechten Ufer zu Seitenerosion Abb 6 8 2011 Die ausgepr gte Mittelbank in der unteren Aufwei tung f hrt zu einer starken Umlenkung der Str mung und wird bei Niedrigwasser aus schliesslich rechts umstr mt 137 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur September 2003 Abb 6 5 Luftaufnahmen der oberen Aufweitung in den Jahren 1992 2002 und 2003 Referenzpunkt aus Abb 6 3 Fliessrichtung von links nach rechts Photos C Herrmann BHAteam Frauenfeld 138 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur Mai 2007 Abb 6 6 Luftaufnahmen der oberen Aufweitung in den Jahren 2005 2006 und
200. ischen Modellierung liegen und mit welchen Vor resp Nachteilen bei Anwendung des 2D Modells gegen ber dem 1D Modell zu rechnen ist Unter Ber cksichtigung der erarbeiteten Erkenntnisse werden die bergeordneten Auswirkungen einzelner Parameter und praxisrelevanter Massnahmen auf die Entwicklung des L ngsprofils f r vereinfachte Aufweitungsgeometrien disku tiert Dazu geh ren u a die Entfernung eines bestehenden Querbauwerks Sohlschwelle bei gleichzeitiger Realisierung einer lokalen Aufweitung der Effekt einer zus tzlichen Vorwort Aufweitung die oberhalb einer bereits bestehenden angeordnet wird und die Unter scheidung zwischen vollst ndigem oder nur teilweisem Aushub des Materials in einer Aufweitung Die Ergebnisse der vorliegenden Forschungsarbeit k nnen als Grundlage f r die Pla nung von lokalen Flussaufweitungen dienen sie zeigen dass f r Aufweitungen in kana lisierten Fl ssen die Ver nderungen der mittleren Sohle sowohl mit dem 1D als auch mit dem 2D Modell prognostiziert werden k nnen F r die finanzielle Unterst tzung des Bundesamtes f r Umwelt BAFU m chte ich herzlich danken Zudem gilt mein Dank den Korreferenten f r ihre fachlichen Beitr ge und die Projektbegleitung namentlich Prof Dr Markus Aufleger Universit t Inns bruck Dr Gian Reto Bezzola BAFU sowie Dr Volker Weitbrecht und Dr David Vetsch beide VAW Z rich im Februar 2015 Prof Dr Robert M Boes Inhaltsverzeichnis
201. iter zu verfrachten Dieses wird abgelagert und verursacht ein zu grosses L ngsgef lle im Kanal Um die Transportkapazit t im Perimeter allgemein zu erh hen wird in einem n chsten Schritt der sensitive Parameter Oer von 0 05 auf 0 04 reduziert 2D Bestvalidierung Damit wird der Grenzabfluss f r Transportbeginn reduziert und die Mobilisierung von Geschiebe f r die h ufig auftretenden kleineren Abfl sse erleichtert Das dadurch resul tierende mittlere L ngsprofil f r 2009 ist in Abb 6 31 dargestellt Die 2D Bestvalidierung stimmt damit im ganzen Perimeter insgesamt gut mit der Topographie vermessung von 2009 berein Die dazu verwendeten Parameter sind in Tab 6 9 zu sammengefasst 163 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Tab 6 9 Verwendete Parameter f r die 2D Validierung mit Einkorn ks n ks b a kstw fr fota d dhe fo Bork Dora m s m s m s mm 1D Bestvalidierung 36 32 5 36 0 85 24 5 0 85 0 625 0 05 0 04 2D Ausgangsvalidierung 36 132 5 26 15 0 85 24 5 0 85 0 625 0 05 0 05 2D Bestvalidierung 36 32 5 26 5 0 85 24 5 0 85 0 625 0 04 0 04 Topo 2002 Topo 2009 modelliert Topo 2009 vermessen Abb 6 30 2D Ausgangsvalidierung Modellierte mittlere Sohle von 2009 im Vergleich zur Ausgangssohle 2002 und der vermessenen Sohle 2009 mit Qx 0 05 Topo 2002 Topo 2009 modelliert Topo 2009 vermessen
202. itteilungen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 227 R Bo es ed ETH Z rich 321 331 BERCHTOLD TH WEITBRECHT V VETSCH D BOES R M 2014b Simulation of local river widenings a matter of 1D or 2D modelling International Confer ence on Fluvial Hydraulics River Flow 2014 Lausanne Schleiss et al Eds pp 1305 1313 ISBN 978 1 138 02674 2 215 Literaturverzeichnis BEZZOLA G R 2002 Fliesswiderstand und Sohlenstabilit t nat rlicher Gerinne unter besonderer Ber cksichtigung des Einflusses der relativen berdeckung Mittei lungen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 173 H E Minor ed pp 258 ETH Z rich BEZZOLA G R 2013 Flussbau Vorlesungsmanuskript Fassung FS 2013 Professur f r Wasserbau ETH Z rich BEZZOLA G R HEGG C Ed 2008 Ereignisanalyse Hochwasser 2005 Teil 2 Ana lyse von Prozessen Massnahmen und Gefahrengrundlagen Bundesamt f r Umwelt BAFU Eidgen ssische Forschungsanstalt WSL Umwelt Wissen Nr 0825 429 S BOLLRICH G 1996 Technische Hydromechanik 1 Verlag f r Bauwesen Berlin 4 Auflage ISBN 3 345 00608 1 BRUFAU P GARCIA NAVARRO P 2000 Two dimensional dam break flow simula tion Int J Numer Meth Fluids 33 1 35 57 BWG 2000 Raum den Fliessgew ssern Eine neue Herausforderung Faltblatt Bun desamt f r Umwelt BAFU ehem Bundesamt f r Wasser und Geologie
203. ittlere Schubspannung Tom und Twm interpretiert und mit SF und SFw prozentual zur totalen Randschubkraft T angege ben Aus TOMINAGA ET AL 1989 abge ndert Einfluss der Sekund rstr mung Die effektive Randschubspannungsverteilung ist abh ngig von der Profilform vom Rauheitsverh ltnis und schliesslich von der Anordnung der Sekund rstr mungszellen vgl Abschnitt 2 2 1 Sie weicht lokal von der mittleren Sohlschubspannung ab Abb 2 6 zeigt beispielhaft f r ein Trapezprofil die gemessene Geschwindigkeitsverteilung in Hauptstr mungsrichtung die lokale Randschubspannung auf der Sohle und der B schung sowie andeutungsweise die Anordnung von Sekund rstr mungszellen TOMINAGA ET AL 1989 Die lokalen Randschubspannungen im B schungsfussbereich werden durch die Nei gung der B schung beeinflusst TOMINAGA ET AL 1989 Die Sohlschubspannungen in der N he der B schung nehmen mit abnehmender B schungsneigung zu Die B schungsschubspannungsverteilung wird umso heterogener je st rker die B schung 25 2 Grundlagen geneigt ist Die maximale Wandschubspannung in einem Rechteckkanal liegt bei z 0 6h Mit flacherer B schung verschiebt sich dieses Maximum gegen den B schungsfuss hin Abb 2 7 zeigt die Sohl und Wandschubspannung f r einen glatten Rechteckkanal und f r einen Trapezkanal mit um 32 geneigter B schung Auf die Sekund rzellen im mittleren Gerinnebereich hat die B schungsneigung keinen wesent
204. itung zur ckgehalten wird und nicht ins Unterwasser gelangt desto ausgepr gter wird der UW Kolk Mit gr sseren fund La werden die Ablage rungsprozesse jeweils verl ngert Ein gr sserer Korndurchmesser d f hrt zu steilerem Gef lle und gr sserem R ckhaltevolumen in der Aufweitung und verz gert damit die Weiterleitung des Geschiebes ins Unterwasser Dadurch wird die Kolkbildung unter st tzt Gr beres Material weist aber gleichzeitig einen h heren Erosionswiderstand auf und reduziert die Kolkbildung Beide entgegengesetzte Effekte bestimmen maximale Tiefen und Zeitpunkte des Kolks im Unterwasser Auch die Wirkung von O steht im Zusammenhang mit dem R ckhaltevolumen Ein grosser Abfluss f hrt zu grossen Kolktiefen im Unterwasser weil vor bergehend kein Geschiebe ausgetragen wird Je gr sser Q ist desto fr her wird wieder Geschiebe aus der Aufweitung ins Unterwasser ausgetragen und unterbricht die weitere Kolkbildung Entsprechend tritt die maximale Kolktiefe mit gr sserem Q zu einem fr heren Zeitpunkt auf 202 7 11 Fazit Die Modellierung eines Geschiebedefizits ist wenig aussagekr ftig da das Resultat durch starre Randbedingungen beeinflusst wird Die Distanz der Perimeterr nder hat auf den zeitlichen Ablauf der Prozesse grossen Einfluss Ein Vergleich der Sohlenentwicklung mit station ren und instation ren Abfl ssen zeigt dass das Gef lleverh ltnis zwischen Kanal und Aufweitung massgebend durch den Abfluss besti
205. kten Profilen k nnen reduziert werden wenn im 2D Modell ein Turbulenzmodell angewendet wird und zus tzlich die B schungsrauheit erh ht wird Abschnitt 4 5 Dadurch gelingt es ausge hend von gleichen hydraulischen Bedingungen und Rauheiten im 1D und 2D Modell mit dem gleichen Transportmodell bereinstimmende mittlere Sohlschubspannungen und Geschiebetransportkapazit ten zu modellieren Grunds tzlich wird die 2D Modellierung von Geschiebetransport in einem kompakten Gerinne ohne Ber cksichti gung eines Turbulenzmodells nicht empfohlen Insbesondere kompakte Rechteckprofile mit senkrechten W nden sind diesbez glich problematisch weil das Resultat unter Ber cksichtigung der Wandreibung gitterabh ngig ist vgl Abschnitt 4 5 3 Der Ein fluss der Gitteraufl sung ist in jedem Fall zu untersuchen 206 Schlussfolgerungen und Ausblick Modellkalibrierung Unter Ber cksichtigung der unterschiedlichen Reibungsans tze im 1D und 2D Modell wurde ein Kalibrierungskonzept 2 Punkt Kalibrierung ausgearbeitet das mit 1D Nor malabflussberechnungen eine systematische Kalibrierung der Strickler Reibungsbeiwer te erm glicht Abschnitt 5 2 Ziel der 2 Punkt Kalibrierung ist es Strickler Beiwerte f r die Sohle und die B schungen zu kalibrieren die f r einen grossen Abflussbereich zu einer plausiblen Hydraulik f hren und auch f r das 2D Modell verwendet werden k nnen Voraussetzung dazu sind jeweils zwei unterschiedliche Profilrela
206. l notwendig Dadurch kann die Sensitivit t der Resultate unter Ber cksichtigung nat rlicher Einfl sse f r eine Bandbreite an Eingabe gr ssen untersucht werden Optimierung der Reibungsans tze im numerischen Modell Es wird empfohlen im verwendeten Modell den Wandreibungsansatz f r senkrechte W nde dahingehend zu erweitern dass die Breite der wandnahen Zelle keinen berpro portionalen Einfluss auf die Gewichtung der Wandrauheit hat Der Rechteckkanal ist zwar ein Spezialfall und kommt in der Realit t nur selten zur Anwendung Die in La boruntersuchungen verwendeten Kan le haben aber h ufig einen Rechteckquerschnitt Viele korrigierte Flussl ufe basieren auf Doppeltrapezprofilen Die Geschwindigkeiten auf den Vorl ndern und im Hauptgerinne weichen in der Regel voneinander ab und beeinflussen die Randschubspannungsverteilung Es gibt in der Literatur eine Vielzahl einfacher Ans tze die die Sohlschubspannungsberechnung f r Doppeltrapezprofile unter Umst nden verbessern Gekoppelte Modelle In dieser Untersuchung wurden die Kalibrierungen jeweils getrennt d h entweder mit dem 1D oder mit dem 2D Modell durchgef hrt Beide Modelle haben ihre Vor und Nachteile und eignen sich unterschiedlich gut f r verschiedene Prozesse Mit gekoppel ten Modellen lassen sich die Vorteile der einzelnen Modelle kombinieren So liessen 213 Schlussfolgerungen und Ausblick sich zum Beispiel der Flussschlauch mit einem 1D Model
207. l und die berflutung des Umlands mit einem 2D Modell oder um morphologische Strukturen in der Aufweitung abzubilden der Kanal mit einem 1D und die Aufweitung mit einem 2D Modell oder um komplexe hydraulische Strukturen zu ber cksichtigen die Hydraulik mit einem 2D oder 3D Modell und der Geschiebetransport mit einem 1D Modell simulieren Ob und wie sich die Resultate dadurch ver ndern und ob damit ein besserer Umgang mit den Unsicherheiten m glich w re sollte systematisch untersucht werden Voraussetzung dazu ist dass im numerischen Programm die oben erw hnten Kombinationen durch Kopplung realisierbar sind 214 Literaturverzeichnis ALHAMID A A I 1991 Boundary shear stress and velocity distributions in differen tially roughened trapezoidal open channels PhD Thesis The University of Birmingham UK ANSARI K 2011 Boundary shear stress distribution and flow structures in trapezoidal channels PhD Thesis The University of Nottingham UK ANSARI K MORVAN H P HARGREAVES D M 2011 Numerical investigation into secondary currents and wall shear in trapezoidal channels J Hydr Eng 137 4 432 440 ASHIDA K MICHIUE M 1971 An investigation over river bed degradation down stream of a dam Proceedings 14th Congress of IAHR Paris France 3 247 256 AUFLEGER M GEMS B KLAR R 2012 Flussaufweitungen als flussbauliche Metho de Grunds tze und Werkzeuge Osterr Wasser und Abfallw 64 36
208. lichen Einfluss BLANCKAERT ET AL 2010 Sekund rstr mung Prim rstr mung Abb 2 6 Geschwindigkeits und Randschubspannungsverteilung in einem Trapezpro fil mit Andeutung der Sekund rstr mungszellen TOMINAGA ET AL 1989 mn m Rechteck m Rechteck Trapez 32 Trapez 32 0 0 25 0 5 yib Vql P 2 Abb 2 7 Vergleich der Randschubspannung in einem Rechteckprofil und einem Trapez B schungswinkel 32 f r die Sohle links und die B schung rechts y b 0 entspricht dem B schungsfuss y b 0 5 der Gerinnemitte 26 2 2 Gerinnestr mung yw ist die Koordinate entlang der geneigten B schung ausgehend vom B schungsfuss Vy Py 2 0 entspricht dem B schungsfuss yw Py 2 0 5 ist der h chste noch benetzte Punkt auf der B schung Aus Ergebnissen von TOMINAGA ET AL 1989 berblick ber analytische und empirische Berechnungsans tze Ein einfacher weit verbreiteter analytischer Ansatz zur Bestimmung der mittleren B schungs und Sohlschubspannung geht auf EINSTEIN 1942 zur ck Er unterteilt den Fliessquerschnitt in zwei seitliche Wandbereiche und einen zentralen Sohlenbereich wobei die Energieliniengef lle in allen drei Bereichen gleich sind Dabei wird ange nommen dass die Trennlinien zwischen den Bereichen senkrecht zu den Isotachen Linien gleicher Geschwindigkeiten stehen und dadurch keine Reibung bertragen wird Der genaue Verlauf der Trennlinien ist nicht bekannt resp
209. liehen der Arbeit jedes Mal neuen Schub Dem Bundesamt f r Umwelt sei an dieser Stelle f r die Mitfinanzierung gedankt Ein herzliches Dankesch n geht an Dr Volker Weitbrecht und Dr David Vetsch f r die Betreuung f r die konzeptionellen zielf hrenden und fachlichen Inputs sowie f r die stets offenen T ren und Unterst tzung meiner Anliegen Auch gedankt sei den Mitarbeitern in der Abteilung f r Numerik insbesondere Christi an Volz Patric Rousselot und Lukas Vonwiller f r die vielen Diskussionen sowie die stets sorgf ltigen Nachforschungen und prompten Anpassungen im Code sowie allen brigen Kolleginnen und Kollegen an der VAW f r die gute Arbeitsatmosph re F r die Korrekturlesungen sei meinen Eltern Schwiegereltern Nicola Lutz und Coral Johnson gedankt Nur dank dem phantastischen Grosselterndasein meiner Eltern Theres und Heinz und Schwiegereltern Christina und Hans und der grossartigen Unterst tzung und Geduld meiner allerbesten und geliebten C cile war es m glich Dissertation und Familie unter einen Hut zu bringen Herzlichen Dank Euch allen Eine besondere Umarmung verdient unsere Tochter Finja Du hast mir zwar einzelne schlaflose N chte bereitet t glich aber umso mehr Freude Kraft und Motivation ge schenkt Merci 223
210. ll 1 respektive 21 000 m a Fall 2 und liegt damit deutlich ber dem Wert aus der Ge schiebehaushaltstudie 1994 von 12 500 m a VAW 1994 Eine m gliche Begr ndung daf r k nnte sein dass in Natur ein Zustand latenter Erosion mit abgepfl sterter Sohle vorliegt und deshalb weniger Geschiebe in den Perimeter eingetragen wird als es die Transportkapazit t zulassen w rde und als im Modell berechnet wird 148 6 5 1D Modellierung Az m Sohlendifferenz vermessen 1978 1989 Sohlendifferenz modelliert EK 1978 1989 21 20 19 18 x km TL Abb 6 12 Vermessene und modellierte mittlere Sohlendifferenz zwischen 1978 und 1989 f r Fall 1 6 5 3 1D Validierung L ngsprofil mit Aufweitung 2002 2009 Modellierung mit Einkorn Ausgangslage f r die Validierung ist die Topographie 2002 und die Abflussganglinie 002 0 f r die Periode 2002 2009 reduziert auf Abfl sse Q gt 100 m s F r die beiden F lle 1 und 2 wurde wiederum eine Referenztransportkapazit t Qs re 02 09 f Q 02 09 am oberen Perimeterrand bestimmt analog dem Vorgehen zur Kalibrierung der Ge schiebefunktion Eine Reduktion der Referenztransportkapazit t mit f identisch zur Kalibrierung f hrt zum mittleren Langsprofil der Sohle in Abb 6 13 nur Fall 1 darge stellt Die modellierte Sohlenlage liegt ber der vermessenen Sohle Im Bereich der Aufweitung wird zu viel Material abgelagert was folglich zu Auflandungen weiter stromaufw r
211. lle Die Geschwindigkeitsmessungen wurden ber die Abflusstiefe gemittelt Tab 4 6 _Gegen berstellung der Resultate aus dem Experiment Nr 26 den 2D Modellierungen und der 1D Modellierung fr Kstb kstw Tp SF m s m s N m Experiment 26 103 103 0 235 _ 78 4 2D Fall 1 1 95 95 0 250 83 3 2D Fall 2 5 95 95 0 238 79 2D Fall 3 5 103 76 0 216 72 2D Fall 4 17 103 103 0213 71 1D 103 103 0 218 72 0 50 0 Dm a gt e 0 45 0 Mod 2D Fall 1 Exp Yuen 1989 Mod 2D Fall 1 e Exp Yuen 1989 0 40 0 5 0 ylb 0 5 0 5 0 ylb 0 5 Abb 4 9 Laterale Verteilung der tiefengemittelten Fliessgeschwindigkeit u links und der Randschubspannung 1 rechts f r Falll mit r 1 und ks 95 m s 73 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung O U m s Oo oa oO gt ol Mod 2D Fall 2 Mod 2D Fall 2 o Exp Yuen 1989 e Exp Yuen 1989 0 40 4 0 5 0 ylb 0 5 0 5 0 ylb 0 5 Abb 4 10 Laterale Verteilung der tiefengemittelten Fliessgeschwindigkeit u links und der Randschubspannung rechts f r Fall2 mit fr 5 und ks 95 m s O Ux m s oO oa oO gt ol Mod 2D Fall 3 Mod 2D Fall 3 o Exp Yuen 1989 e Exp Yuen 1989 0 40 4 0 5 0 ylb 0 5 0 5 0 ylb 0 5 Abb 4 11 Laterale Verteilung der tiefengemittelten Fliessgeschwindigkeit u links und der Randschubspannung rechts f r Fall3 mit fr 5
212. lle mit lokaler Aufweitung ersetzen Wird die Simulation analog zu Fall C mit einem station ren HQ durchgef hrt um hnliche Gef lleverh ltnisse wie in der Thur bei Altikon zu erzeugen ergibt sich das mittlere L ngsprofil in Abb 7 28 Auch in diesem Fall zeigt sich wieder dass ohne Niveaudifferenz zwischen ober und unterstrom der Aufweitung die Erosion unterhalb der Aufweitung auch ins Oberwasser fortgesetzt wird wie in der Thur bei Altikon gemessen wurde Ausgangstopographie HQ Mit Aufweitung Sohlschwelle entfernt Abb 7 28 L ngsprofil der Sohle im Ausgangszustand und nach station rem Abfluss H bis zum Gleichgewichtszustand mit Aufweitung und entfernter Sohl schwelle Die Untersuchung der F lle A bis D zeigt dass eine lokale Aufweitung als Ersatz f r eine Sohlschwelle nicht in jedem Fall zum Erfolg f hrt Je nach Gef lleverh ltnissen und Initialerosion kann die Entfernung der Schwelle zu zus tzlichen Erosionen im Oberwasser f hren Soll eine bestehende Sohlschwelle mittels einer lokalen Aufweitung ersetzt werden m ssen folgende Punkte beachtet werden e Die Niveaudifferenz zwischen ober und unterstrom der Aufweitung sollte min destens gleich gross sein wie der zu ersetzende Absturz bei der Sohlschwelle e Um eine gen gend grosse Niveaudifferenz zu erreichen muss sichergestellt sein dass sich mit den zu erwartenden Abflussganglinien und Geschiebeeintr gen in der
213. lle nur auf Gitterzellen beschr nkt die keinen gemeinsamen Knoten mit fixierten B schungszellen haben Es hat sich bew hrt eine dreiecksf rmige Quellenfl che zu w hlen und diese vom Rand her in Fliessrichtung betrachtet langsam gegen die Gerinnemitte hin auslaufen zu lassen wobei die Fl che ungef hr zwei Mal so lang wie breit sein soll Gleichzeitig sollten im Quellenbereich die Winkel f r den gravitativen Transport klein gew hlt werden z B 5 damit sich das Material nicht anh ufen kann 143 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Kalibrierung Geschiebefunktion 1978 1989 Mit dieser Kalibrierung soll f r die 1D Modellierung der Zusammenhang zwischen Zufluss und Geschiebeeintrag am oberen Perimeterrand bestimmt werden Geschiebe funktion Es wird angenommen dass dieser Zusammenhang auf beliebige Zufl sse bertragbar ist so z B auch auf die Validierungsperiode zwischen 2002 und 2009 Die Hydraulik f r die Topographie 1978 kann nicht kalibriert werden da keine Hoch wasserspuren vorliegen Es werden deshalb die resultierenden Strickler Beiwerte im Kanalabschnitt aus der Kalibrierung des Hochwassers 2002 bernommen Dies ist gerechtfertigt da sich die Kanaltopographie zwischen 1978 und 2002 nicht massgeblich ver ndert hat Die Geschiebefunktion soll so gew hlt werden dass die Ver nderung der mittleren Sohlenlage ber die 12 Jahre zwischen 1978 und 1989 gut reproduziert wird Die Na turvermessungen
214. lls der Start und Endwert des Hydrographen ver ndert wird Der Startabfluss wurde zwischen Qo und H variiert der Endabfluss zwischen 30 und 300 m s was ober und unterhalb des transportwirk samen Abflusses Qo 120 m s ist Die nderung des Startabflusses f hrte zu keinen nennenswerten Ver nderungen der mittleren Sohlenlage Die Wahl des Endabflusses hingegen beeinflusst die Wiederauflandung von gr sseren lokalen Erosionen die sich w hrend der Hochwasserspitze ausbildeten Am meisten betroffen sind dabei die Stellen kurz oberstrom der Aufweitung in der Engstelle zwischen den beiden Aufweitungen und wenig oberstrom der ZH Schwelle Ein tief gew hlter Endabfluss verl ngert den abklingenden Ast der Hochwasserganglinie bedeutend und erm glicht ein Auff llen der ausgewaschenen Kolke Der abklingende Ast der Hochwasserganglinie ist deutlich flacher als der ansteigende Ast und f hrt deshalb zu l ngeren und verh ltnism ssig gr sseren Geschiebeumlagerungen Eine Ver nderung des Endabflusses f llt deshalb mehr ins Gewicht Es ist also wichtig dass der Endwert nicht ber dem transportwirk samen Abfluss liegt Der Startabfluss ist weniger entscheidend und kann deshalb gleich wie der Endabfluss gew hlt werden was die Erstellung der reduzierten Ganglinie er leichtert 6 7 Diskussion und Fazit Mit beiden Modellen 1D und 2D ist es gelungen die nat rliche Langzeitentwicklung der mittleren Sohle in der Thur im Bereich de
215. lten Auf weitung unter Annahme einer beweglichen Sohle und einer ausgesch pften Geschiebe transportkapazit t ist in Abb 2 10 veranschaulicht Aus der Interaktion von Str mungs verh ltnisse und morphologische Entwicklung strebt das Gesamtsystem nach dem Einbau einer Flussaufweitung einen ver nderten Gleichgewichtszustand an Der Ein fluss von L nge Breite sowie von Aufweitungs und Verengungswinkel auf die mor phologischen Prozesse und die Sohlenlage innerhalb der Aufweitung wurden in Labor versuchen untersucht HUNZINGER 1998 F r die Sohlenanhebung im Oberwasser die Ablagerungsm chtigkeit innerhalb der Aufweitung und die Kolkbildung unmittelbar unterstrom der Aufweitung macht HUNZINGER 1998 Bemessungsvorschl ge Es wird grunds tzlich zwischen langen und kurzen Aufweitungen unterschieden Eine Aufweitung wird als lang bezeichnet wenn die Fliessstrecke gen gend lang ist dass sich Normalabfluss und somit ein steileres Gleichgewichtsgef lle als im urspr nglichen Kanal einstellen kann Die Sohle im Oberwasser wird entsprechend um Az angehoben Die Grenzl nge einer Aufweitung l sst sich alleine durch die beiden geometrischen Gr ssen Kanalbreite bg und Aufweitungsbreite ba bestimmen Sowohl in langen als auch in kurzen Aufweitungen f hrt der gr ssere Abflussquerschnitt zu vor bergehend geringerer Geschiebetransportkapazit t und folglich zu Geschiebeablagerungen Der Auflandungsprozess in der Aufweitung h lt so lange an bis
216. lussaufweitungen werden eingesetzt um fortschreitender Sohlenerosion entgegen zu wirken um Wasserspiegellagen zu kontrollieren als Geschieber ckhalteraum und als kologische Aufwertung Von grossem flussbaulichem Interesse ist die Langzeitent wicklung der mittleren Sohlenlage die als Folge einer Aufweitung resultiert Mit nume rischen Simulationen l sst sich diese f r verschiedene Massnahmen und unter unter schiedlichen Rahmenbedingungen prognostizieren In dieser Arbeit werden Grundlagen zur Projektierung einer Flussaufweitung in Kies fl ssen mit numerischen Simulationen behandelt M glichkeiten und Grenzen der nu merischen Modellierung hinsichtlich lokaler Flussaufweitungen und massgebende Unterschiede zwischen einer eindimensionalen 1D und zweidimensionalen 2D Mo dellierung werden diskutiert Wesentlich dabei sind die unterschiedlichen Reibungsan s tze zur Ber cksichtigung der B schungsreibung in kompakten Gerinnen und die daraus resultierenden unterschiedlichen Geschiebetransportkapazit ten F r eine konsis tente Modellierung des Geschiebetransports mit 1D und 2D Modellen wird ein praxis relevantes Kalibrierungskonzept vorgestellt Dieses Kalibrierungskonzept wird konsequent auf einen Laborversuch mit station ren Randbedingungen Abfluss und Geschiebeeintrag und auf die Aufweitung Altikon an der Thur mit instation ren Randbedingungen angewendet Die modellierte Entwicklung der mittleren Sohlenlage stimmt in beiden
217. m berfall gleichen sich die Sohlenlagen ober und unterhalb der Schwelle an Gegen den oberen und unteren Rand hin gleicht sich die Sohle wieder der Aus gangssohle an Die Prozesse laufen trotz instation rer Ganglinie relativ kontinuierlich ab Die Hochwasserspitzen f hren nicht zu bedeutenden tempor ren Sohlenver nde rungen Die modellierte Situation weist hnlichkeiten zur Situation in der Thur in den Jahren nach dem Bau der Z rcher Schwelle von 1978 auf Oberstrom der Schwelle f hren die modellierten Prozesse zu hnlichen Sohlenver nderungen wie auch in Natur vermessen wurden Gem ss FLUSSBAU AG 2005 senkte sich die mittlere Sohle in der Thur ober strom der Z rcher Schwelle vor dem Bau der Aufweitungen um bis zu 0 4 m ab vgl auch Abb 6 4a Die Verh ltnisse unterstrom der Schwelle k nnen nicht direkt mit der Thur verglichen werden da die Absturzh he im Modell mit 1 m deutlich gr sser ge w hlt ist als in der Thur mit 0 4 m vermessen wurde FLUSSBAU AG 2005 und da die Querprofilform unterstrom der Schwelle in Natur von einem Doppeltrapezprofil in ein Trapezprofil bergeht im Modell hingegen das Doppeltrapezprofil beibehalten und das Hauptgerinne st rker eingetieft wird Zudem wurde die Entwicklung der Sohle unter strom der Schwelle in der Thur durch unterschiedliche Baggerungen beeinflusst FLUSSBAU AG 2005 Tendenziell wurde die Sohle unterstrom der Schwelle abgesenkt Es liegen aber nur wenige einheitliche Vermessung
218. m mittleren L ngsgef lle in der Aufweitung und in der Lage gegen ber dem Ausgangszustand im Ober sowie im Unterwasser Tab 7 4 Nach dem ersten instation ren Abflusszyklus hat die Sohle nahezu den Gleichgewichtszustand erreicht Das L ngsgef lle in der Aufweitung betr gt 2 14 und liegt nur wenig unter dem Gleichgewichtsgef lle von 2 20 o Letzteres wird nach vier Abflusszyklen und einer Simulationsdauer von 948 Tagen erreicht Mit einem station ren Abfluss HQ wird nach 1131 Tagen ein hnliches L ngsprofil wie mit der instation ren Abflussganglinie erreicht Alle brigen station ren Abfl sse mit Q gt HQ untersch tzen das mittlere L ngsgef lle in der Aufweitung und entsprechend die Niveaudifferenz zwischen Ober und Unterwasser Mit dem HQ wird die Sohle gegen ber der Ausgangssohle analog zum instation ren Abfluss im Oberwas 188 7 7 Station rer Abfluss als vereinfachte Annahme ser angehoben und im Unterwasser abgesenkt Mit dem station ren HQ 002 hingegen stellt sich in der Aufweitung sogar ein flacheres L ngsgef lle als im Kanal ein und entsprechend wird die Niveaudifferenz zwischen Ober und Unterwasser negativ und f hrt zu einer Absenkung der Sohle im Oberwasser Unterschiedliche station re Abfl sse f hren zu unterschiedlichen L ngsgef llen in der Aufweitung Dies wurde auch mit dem Referenzmodell A in Abschnitt 7 4 gezeigt vgl Abb 7 10 Dort hingegen ver ndert sich die Sohlenlage im Unterwasser
219. m wurde oberhalb davon eine zweite Aufweitung erstellt F r die Variante Vollaushub wurde s mtliches Material entfernt f r die Variante Teilaushub wurden die aus den Vorl ndern entfern 199 7 Praxisbezogene Fragestellungen ten Materialvolumina gleichm ssig ber die Sohle in der Aufweitung verteilt Dies entspricht einer Sch ttm chtigkeit von 1 20 m Abb 7 31 bis Abb 7 34 vergleichen zu unterschiedlichen Zeitpunkten eines weiteren Abflusszyklus die mittleren Sohlenlagen f r Voll und Teilaushub der oberen Aufwei tung Die Unterschiede beschr nken sich auf den Bereich der beiden Aufweitungen Die mittlere Sohle im L ngsprofil liegt bei Teilaushub tendenziell ber dem L ngsprofil bei Vollaushub Gegen die Randbereiche des Perimeters hin unterscheiden sich die L ngs profile f r die beiden Varianten nicht Mit Teilaushub wird die Sch ttung in der oberen Aufweitung teilweise abgetragen und die Sohle langsam erodiert bis diese den Gleich gewichtszustand erreicht Weder ober noch unterhalb der oberen Aufweitung entstehen grosse Kolke Mit Vollaushub kommt es ober und unterhalb der oberen Aufweitung rasch zu gr sseren Erosionen die dann mit der Zeit durch Auflandung wieder ausgegli chen werden Die Sohle erreicht von einer tieferen Kote her den Gleichgewichtsverlauf Mit dem Teilaushub k nnen die tempor ren Kolke oberhalb und unterhalb der Aufwei tung reduziert werden Der Verlauf des L ngsprofils beider Varianten un
220. m zugrunde Q 154 6 m s h 3m kst kstw 30 m s J 3 b 15m a 45 Trapez be bew brc 0 5 m Ax 3m Rechteckzellen Abb 4 12 Parameter und Skizze des Referenzfalls Tab 4 7 Zusammenstellung der Parametervariation mit Referenzfall in fett 76 Trapez Rechteck Parameter Variation 1D 2D 1D 2D kstw m s 20 30 40 x x x x a 20 30 45 x x fr 0 1 2 5 x x b m 15 30 45 x x x x boc m 0 5 1 5 3 x Wandreibung ein aus x 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze 4 5 2 Trapezprofil Einfluss Rauheitsverh ltnisse Ausgehend vom Referenzfall mit homogen verteilter Rauheit von ksi kstw 30 m s wird die Rauheit der B schung auf kstw 20 m 7 s erh ht resp auf kgiw 40 m s verringert Der Vergleich wird f r die Variante Kapazit t mit h 3 m gezogen Die 1D und 2D Resultate sind tabellarisch in Tab 4 8 aufgelistet Die laterale Verteilung von u und z aus der 2D Modellierung sind in Abb 4 13 dargestellt Die laterale Randschubspannungsverteilung zeigt f r alle drei F lle einen hnlichen Verlauf in Gerinnemitte auf Gegen die B schung hin nimmt die Sohlschubspannung ab wobei die Abnahme umso st rker ausf llt je rauer die B schung ist Auf der B schung nimmt die Schubspannung gegen aussen hin rasch ab da auch die Abflusstiefe stark verringert wird Die auff llige Schubspannungsspitze am B schungsfuss bei rauer B schu
221. male Wert im mittleren Gerinnebereich von der B schung unbeeinflusst und ber eine gewisse Breite erhalten Gegen die B schung hin beginnt die B schungsreibung zunehmend zu wirken u und r werden durch die B schungsreibung reduziert Der Einflussbereich der B schungsreibung ins Gerinne hinein ist auf eine maximale L nge beschr nkt Wird diese 84 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze L nge definiert als Distanz zwischen dem B schungsfusspunkt und dem Punkt wo T 0 99 Tmax Mit Tmax in Gerinnemitte so betr gt diese Einflussl nge bei b 45 m und b 30 m jeweils 5 m bei b 15 m hingegen 4 m 1 0 2 N N E z 3 1 5 ea x B 0 5 1 DD j 0 0 0 30 20 10 0 10 20 0 3 y Im Abb 4 24 Einfluss der Gerinnebreite auf u und r f r gleichbleibende Abflusstiefe Fir die Variante Kalibrierung wurde die homogen verteilte Rauheit fiir die unterschied lichen Breitenverh ltnisse so angepasst dass die 2D Abflusskapazit t bei 3m derje nigen aus der ID Berechnung entspricht Die daraus resultierenden SF f r die unter schiedlichen b h Verh ltnisse sind in Abb 4 25 dargestellt Die prozentuale Sohl schubspannung SF reagiert mit zunehmendem b h Verhaltnis in hnlicher Weise wie mit dem 1D Modell Mit zunehmendem b h strebt SF gegen 100 wobei die Einfl sse der B schungsreibung relativ gesehen immer geringer werden W hrend das 2D Modell ohne Turbulenzmodell die Sohlschubspannung gegen
222. miger Erosion kommt Abb 2 10 Definitionsskizze einer Aufweitung unten und schematische Darstellung der zeitlichen Sohlenentwicklung im L ngsprofil oben 2 3 4 Versatzbildung im bergang von Kanal zu Aufweitung In einer lokalen Gerinneaufweitung f hrt der gr ssere Abflussquerschnitt zu vor berge hend geringeren Geschiebetransportkapazit ten und folglich zu Geschiebeablagerungen Diese Ablagerungen f hren zur Bildung eines Versatzes in der Sohle Abb 2 10 HUNZINGER 1998 definiert die Versatzh he s im letzten Querschnitt des Oberwasser 39 2 Grundlagen kanals Abb 2 11 Die Versatzh he s ist die Differenz zwischen den gedanklich ver l ngerten mittleren Sohlenlagen aus dem Oberwasserkanal und aus der Aufweitung Die Sohlen werden je mit dem entsprechenden mittleren L ngsgef lle bis in den Definiti onsquerschnitt extrapoliert Diese Definition hat den Nachteil dass sie stark von der Bestimmung des mittleren L ngsgef lles im Kanal und der Aufweitung abh ngen die in Laborversuchen und noch mehr in Naturbeispielen sehr schwierig zu bestimmen sind Eine andere Definition des Sohlenversatzes AH ber cksichtigt die absolute Differenz zwischen Versatzhoch und Versatztiefpunkt BERCHTOLD 2005 Darin bezeichnen die beiden Punkte die minimale und maximal mittlere Sohlenlage kurz vor dem Versatz blicherweise im letzten Profil des Oberwasserkanals und am Ende des Versatzes vgl Abb 2 10
223. mmt wird Gr ssere station re Abfl sse f hren zu geringeren L ngsgef l len in der Aufweitung als die instation re Ganglinie Q2002 2009 aus der Thur In den Simulationsbeispielen mit dem Referenzmodell B wird dann ein bereinstimmendes L ngsprofil erreicht wenn die nat rliche instation re Ganglinie mit dem station ren Abfluss eines 1 jahrlichen Hochwassers HQ und nicht wie oft angenommen mit einem typischen bettbildenden Abfluss in der Gr ssenordnung von HO bis HQ ideali siert wird Simulationen mit und ohne Sohlschwelle zeigen dass diese auch in Kombination mit einer Aufweitung ihre sohlstabilisierende Funktion beibeh lt Soll eine bestehende Sohlschwelle mit einer lokalen Aufweitung ersetzt werden muss sichergestellt werden dass die Aufweitung gen gend lang und gen gend breit ist und dass sich eine gen gend grosse Niveaudifferenz bildet die den Absturz der Sohlschwelle kompensieren kann Zudem empfiehlt sich den Sohlenbereich bei der Erweiterung und insbesondere bei der Verengung z B durch Anreicherung von Grobkomponenten zu stabilisieren und die Ablagerungen in der Aufweitung durch Teilaushub vorwegzunehmen um Initialerosio nen dadurch m glichst klein zu halten Mit einer zweiten oberen Aufweitung wird in der bestehenden Aufweitung und unter halb davon eine Absenkung der Sohle verursacht Diese wird umso gr sser je kleiner der Abstand X zwischen den beiden Aufweitungen ist Die obere Aufweitung f hrt zu
224. n 100 100 u 80 uw 80 ep ep e e 60 60 40 40 o 2D f 0 b h 0 17 20 0 2D f 0 b h 0 5 20 o 2D f 0 b h 1 0 0 10 20 30 40 50 0 10 20 30 40 50 kstw m s Kar m s Abb 4 32 Einfluss der Randzellenbreite b im 2D Modell auf SF in Abh ngigkeit von ks w ohne links und mit rechts Turbulenzmodell Das Resultat aus dem 1D Modell wird als Vergleich beigezogen Um f r kompakte Profile im 2D Modell einen hnlich starken Effekt der Wandreibung auf die Sohlschubspannung zu erreichen wie im 1D Modell wird eine Randzellenbreite 92 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze in der Gr ssenordnung der Abflusstiefe und die Anwendung des Turbulenzmodells mit 1 lt fr lt 5 empfohlen Aus physikalischer Sicht l sst sich die Wahl by h dadurch begr nden dass diese Zelle den Effekt der Wandreibung bernimmt Der Wandeinfluss reicht in etwa so weit in den Querschnitt hinein wie die Wassertiefe ist Dies entspricht ungef hr der Breite der us sersten Sekund rstr mungszelle die wiederum durch die Wandreibung induziert ist KINOSHITA 1967 Einfluss des Turbulenzmodells und des Faktors fr Da die Gitteraufl sung einen grossen Einfluss auf die Ber cksichtigung der Wandrei bung hat wird in diesem Abschnitt vom Referenzfall abgewichen und eine Randzellen breite von by h 3 m gew hlt Ausgehend vom angepassten Referenzfall wird der Einfluss des Turbulenzmodells und des Kalib
225. n Mit Referenzmodell A wurde der Einfluss von ba bx La d und QO auf den Gleich gewichtszustand untersucht In den Abb 7 8 bis Abb 7 11 sind jeweils die L ngsprofile der Sohle f r die Ausgangskonfiguration und f r die Gleichgewichtszust nde f r unter schiedliche Gr ssen der Aufweitungs bzw hydrologischen Parameter La d und Q dargestellt Die Abb 7 12 und Abb 7 13 zeigen den Sohlenversatz AH und die Sohlen anhebung Az im Oberwasser in Abh ngigkeit der Parametervariation Die Versatzh he nimmt stark zu mit gr sserer Aufweitungsbreite und mit gr sserem Durchfluss Abb 7 8 und Abb 7 10 Die Korngr sse hat einen nur geringen die Auf weitungsl nge keinen Einfluss auf die Versatzh he in dieser Parameterkonstellation Abb 7 9 und Abb 7 11 Die Sohlenanhebung im Oberwasser h ngt vom Gleichgewichtsgef lle in der Aufwei tung ab Ist dieses gr sser als im Kanal kommt es im Oberwasser zu einer Sohlenanhe bung Azp ist dieses kleiner als im Kanal kommt die Sohle im Oberwasser unter die Ausgangssohle zu liegen Mit zunehmender Aufweitungsbreite und gr sserem Korn durchmesser nimmt das Gleichgewichtsgef lle in der Aufweitung zu und die Sohle im Oberwasser wird angehoben Abb 7 8 und Abb 7 9 Mit zunehmender Aufweitungs l nge bleibt das Gleichgewichtsgef lle in der Aufweitung konstant und die Sohlenanhe bung im Oberwasser Az La Ja Jx nimmt zu solange Ja gt Jg Abb 7 11 Mit stei gendem Abfluss hing
226. n Durch die Beschleuni gung gleicht sich der Wasserspiegel von oben her an den Normalabflusswasserspiegel im Kanal unterstrom der Aufweitung an Als Folge dieser Wasserspiegelanhebung und reduzierter Fliessgeschwindigkeit am Ende der Aufweitung wird der Abfluss in der Aufweitung zur ck gestaut Der Normal abfluss in der Aufweitung wird dadurch von unten eingestaut In einer kurzen Aufwei tung kann der R ckstau bis zum Aufweitungsbeginn reichen so dass es in der Aufwei tung nie zu Normalabflussverh ltnissen kommt 36 2 3 Flussaufweitungen Werden der Wasserspiegel und die Energielinie in der Aufweitung mit der Situation ohne Aufweitung verglichen so zeigt sich dass diese im Zulaufkanal und im oberen Bereich der Aufweitung tiefer zu liegen kommen Am unteren Ende der Aufweitung kommt der Wasserspiegel aufgrund der geringen Geschwindigkeit h her zu liegen als ohne Aufweitung Die Energielinie liegt an keiner Stelle h her als f r die Situation mit Kanalstr mung ohne Aufweitung Energielinie Aufweitung d S 2 D VD z Wj Verengung Geschwindigkeit Abb 2 9 Prinzipskizze des Wasserspiegel Energielinien oben und Geschwindig keitsverlaufs Mitte in einer Flussaufweitung unten bei konstantem Soh lengef lle und str menden Normalabflussverh ltnissen im Kanal Sohlen Wasserspiegel und Energielinienverlauf stark berh ht Die Auswirkung von Flussaufwei
227. n ber dem 1D Modell sind bei homogener Rauheit und glatter Boschung A SF lt 3 bei rauer Boschung A SF lt 8 Die Abweichungen sind sehr gering Sie liegen in der Gr ssenordnung der diskutierten Unsicherheiten unterschiedlicher Approximationen zur Absch tzung der Rand schubspannung Abschnitt 4 3 Das 2D Modell unter Anwendung des Turbulenzmodells mit fr 5 und korrigierter B schungsrauheit reagiert sehr robust auf eine nderung der Profilrelation und repro duziert den Einfluss der B schungsreibung auf h und SF gleichermassen wie das 1D Modell 88 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze glatte B schung 1 homogene Rauheit 2 raue B schung 3 Kst 10 40 m s Kat 1p 30 m s Katw 10 20 m s Kst 2o 30 m s Kstw2 20 m s kstw2p 10 m s Abb 4 28 berpr fung der Robustheit der in Abb 4 27 aufgezeigten kalibrierten F lle 1 2 und 3 Dazu werden f r die drei F lle jeweils O verkleinert resp ver gr ssert und dadurch die Profilrelation ver ndert Die Auswirkungen auf h und SF im 2D Modell im Vergleich zur ID Modellierung sind f r alle drei F lle in Abh ngigkeit der Profilrelation aufgezeigt 4 5 3 Rechteckprofil Einfluss Rauheitsverh ltnisse Analog zum Trapezprofil werden f r den Referenzfall f r die Variante Kapazit t im Rechteckprofil der Einfluss der Wandreibung auf die Sohlschubspannung und die Ge schiebetransportkapazit t untersucht Die Resultate in Tab 4
228. n die L nge der Aufweitung La keinen Einfluss auf die Versatz h he Das Gleichgewichtsgef lle in der Aufweitung nimmt mit gr sserem fund gr sse rem d zu mit steigendem Q ab La hat keinen Einfluss auf das Gleichgewichtsgef lle in der Aufweitung Die Sohlenanhebung im Oberwasser h ngt vom Gleichgewichtsgef lle in der Aufweitung ab Ist dieses gr sser als im Kanal kommt es im Oberwasser zu einer Sohlenanhebung ist dieses kleiner als im Kanal kommt die Sohle im Oberwasser unter die Ausgangssohle zu liegen Die Sohlenanhebungen im Oberwasser Az fallen mit zunehmendem La st rker aus Der Zeitpunkt und die Tiefe des maximalen Kolkes im Ober und Unterwasser ist stark von der Parametervariation abh ngig Der Kolk im OW ist von der anf nglichen Senk kurve abh ngig Eine ausgepr gte Senkkurve f hrt zu gr sserem OW Kolk Die Senk kurve ist umso ausgepr gter je gr sser fist und je gr sser La ist Mit kleinem La wird die Senkkurve in der Erweiterung von einer Staukurve von der Verengung her einge staut und deshalb reduziert Eine Vorwegnahme der Ablagerungen in der Aufweitung durch Teilaushub f hrt ebenfalls zu einer Reduktion der Senkkurve und damit des Er weiterungskolkes Gleichzeitig nimmt sie auch Einfluss auf den Geschieber ckhalt in der Aufweitung Das verf gbare Geschieber ckhaltevolumen und die Dauer des R ck halts in der Aufweitung beeinflusst n mlich die Kolktiefe im Unterwasser Je l nger das Geschiebe in der Aufwe
229. n praktischen Anwendungen die notwendigen Bedingungen f r die Verwendung der GMS Formel gegeben sind Um u log Ansatz k d log Ansatz k 2d log Ansatz k 3d es 0 1 1 10 100 Ridog 1000 Abb 2 3 Ein Vergleich der GMS Formel mit dem logarithmischen Ansatz mit unter schiedlichen Proportionalit tskonstanten zeigt f r den Bereich 30 lt R doo lt 400 eine gute bereinstimmung f r ks 3dyo F r eine Umrechnung der quivalenten Sandrauheit und des Strickler Beiwerts wird der Zusammenhang von MEYER PETER amp M LLER 1948 beigezogen Gleichung 2 9 Auch diese N herung ist nur f r vollkommen raue Str mungsverh ltnisse sowie f r R k gt 250 g ltig DITTRICH 1998 26 glk S ky 2 9 Mit ks 3d entsprechend der Beziehung f r eine nat rliche Sohle mit exponierten Grobkomponenten Gleichung 2 5 welche in Abb 2 3 eine gute bereinstimmung mit der GMS Formel ergibt kann die Gleichung 2 9 auf die Beziehung f r die GMS Formel in Gleichung 2 7 zur ckgef hrt werden Grunds tzlich ist bei einer Gegen berstellung von ks und kst Vorsicht geboten da die Werte von der absoluten Gr sse des Gerinnes beeinflusst werden BOLLRICH 1996 2 2 Gerinnestr mung WALLISCH 1990 gibt in seinem Tabellenwerk f r diverse Oberfl chenbeschaffenheiten Wertebereiche der Reibungskoeffizienten ks und k an F r die in Tab 2 1 aufgelisteten Beschaffenheiten sind in Abb 2 4 di
230. n Reibungsans tze im 1D und 2D Modell nicht identische Resultate erwartet werden Der Vergleich mit dem 1D Modell soll vielmehr den Effekt unterschiedlicher Wandrauheit aufzeigen und nur relativ bewertet werden Bei kleiner Randzellenbreite hat eine Ver nderung der Wandrauheit kaum Einfluss auf die Abflusskapazit t resp auf SFp Erst bei gr sserer Randzellenbreite ist der Effekt der Wandreibung erkennbar Eine gr ssere Wandreibung f hrt zu einer reduzierten Abflusskapazit t Die Variation von SF f r die drei unterschiedlichen Wandrauheiten ist bei kleinen by nicht vorhanden F r by h 1 ist die Variation von SF bereits ausgepr gter aber noch nicht so deutlich wie im 1D Modell Der Effekt der Wandrei bung wird somit gegen ber dem 1D Modell untersch tzt 91 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung __ 150 2 O 125 stw 7 20 mS stw 7 30 ms stw 40 m s 100 0 1 2 3 bpc m Abb 4 31 Einfluss der Randzellenbreite auf die Abflusskapazit t im 2D Modell ohne Turbulenzmodell Mit Aktivierung des Turbulenzmodells mit fr 1 bleibt die Abh ngigkeit von der Git teraufl sung bestehen der Einfluss der Wandreibung wird aber verst rkt Entspricht die Randzellenbreite der Abflusstiefe bp h 1 erreicht die Variation von SF nahezu die Gr ssenordnung der Variation im 1D Modell Abb 4 32 rechts Mit fr 5 stimmt die Variation von SF f r bu h 1 mit der Variation im 1D Modell in etwa berei
231. n den Aufnahmezeitpunkt der Photos in Abb 6 8 Die Hochwasserwahrscheinlichkeiten gem ss dem Bundesamt f r Umwelt sind in Tab 6 4 zusammengefasst 132 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur Tab 6 4 Gesch tzte Hochwasserabfl sse und Wiederkehrperioden f r die Messstati on Andelfingen an der Thur Wiederkehrperiode Q Bemerkung a m s 1 230 Aus Diagramm der Hochwasserwahr scheinlichkeiten BAFU 30 10 2014 2 562 VAW 2007 5 721 VAW 2007 2 a Statistik der Jahreshochwasser der 100 1074 Auswertungsperiode 1904 2013 BAF 10 2014 300 1168 alate 133 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur D 2012 D A T 2 LE z en run AEN ETE ENOO O 2 3 Lo 3 S TD N o 5 2 8 S w 5 2 5 2 2004 4 D T gt 25 Di S 8 125 ol 2 ae S a D O a 5 2000 5 2 x oO E 215 35 amp g 2 x Z o a 2 e 2 2 ol gt ao 2 ic e CO 2 d 1994 Go 2 2 os gt amp Bg E Sj 2 2 Os 1992 a S lt A amp e oO oO SSS SSS SSS SSS EI 82 2 2 o O 2 D 2 1988 2 o5 3 Lo cs 1986 25 lt 1984 u 2 Qs 1982 oo o g ox 2 E D AD 2 H 1980 N foe oO N a 1978 S g Sate Q m s Abb 6 3 Links Orthophoto des Perimeters von 2005 06 Rechts Zeitachse mit Hochwassern gt 400 m s Topographievermessungen A HO Spuren bauli
232. n diesem Beispiel angehoben pendelt sich die Sohle auch oberstrom auf einem tieferen Niveau ein Ohne Schwelle ist die Sohlenlage im Oberwasser stark vom Verhal ten im Unterwasser gepr gt Ausgangstopographie Q 2002 2009 Kanal nach Entfernung der Sohlschwelle Abb 7 24 Ldngsprofil der Sohle im Ausgangszustand und nach einem Abflusszyklus Q 2002 2009 im Kanal nach Entfernung der Sohlschwelle C Aufweitung mit Schwelle In diesem Simulationsbeispiel wird eine lokale Aufweitung realisiert wobei die beste hende Sohlschwelle unterstrom davon beibehalten wird Die mittlere Sohlenlage im Modell ver ndert sich durch einen instation ren Abflusszyk lus wie in Abb 7 25 dargestellt Die Sohle zwischen der Aufweitung und der Schwelle wird erodiert Diese Erosionen variieren stark mit dem momentanen Abfluss Am Ende 193 7 Praxisbezogene Fragestellungen eines Abflusszyklus betragen die Erosionen gegen ber der Ausgangssohle bis zu 0 87 m und lokal bis zu 1 9 m wobei letztere auf eine Instabilit t im numerischen Modell zu r ck zu f hren sind Die lokale Eintiefung ist gr sser als der Schwellenversatz in Abb 7 23 und ist deshalb auf eine berlagerung des Schwellenversatzes und des lokalen Kolks infolge der Aufweitung zur ckzuf hren Mit dem steileren L ngsgef lle in der Aufweitung wird die Sohle im Oberwasser gegen ber der Ausgangssohle um bis zu 0 17 m angehoben Unterhalb der Schwelle bildet sich
233. n fluss baulichen Wirkungen verfehlt werden oder gar nachteilig ausfallen Eine umfangreiche Zusammenstellung wesentlicher Forschungsarbeiten im Kontext mit Aufweitungen geben AUFLEGER ET AL 2012 Sie erl utern auch M glichkeiten der morphodynami schen Modellierung und Bemessung von Aufweitungen Einen berblick ber die bisherigen Erfahrungen mit der Aufweitung von Fliessgew ssern in der Schweiz gibt HUNZIKER 2012 Bez glich der Wirkungsweise einer lokalen maschinell erstellten vollst ndig ausge r umten Flussaufweitung muss zwischen den rein hydraulischen und den morphologi schen Aspekten unterschieden werden 2 3 2 Hydraulische Prozesse Die Fragestellung nach rein hydraulischen Prozessen in einer lokalen maschinell er stellten vollst ndig ausger umten Flussaufweitung unter Annahme einer unver nderba 35 2 Grundlagen ren festen Sohle stellt sich z B bei starren Kanalbauwerken oder einged mmten Fluss l ufen deren abgepfl sterte Sohle infolge der hydraulischen Belastung nicht aufgerissen werden kann und in welchen ausser vernachl ssigbar geringen Geschiebemengen durch seitliche Zufl sse grunds tzlich kein Geschiebe transportiert wird z B Seeausfluss Die darin ablaufenden hydraulischen Prozesse lassen sich anhand einer vereinfachten Aufweitungsgeometrie und einer eindimensionalen Gerinnehydraulik f r station re Abfl sse nach Abb 2 9 erl utern Bei Normalabfluss in einem geraden Kanal verlau
234. nalog zum b h Verhaltnis bezeichnet die Profilrelation das Verh ltnis der benetzten Sohle P b zur benetzten Boschung Py Bei flach geneigter B schung wird damit eine gr ssere B schungsfl che 2 2 Gerinnestr mung ber cksichtigt Im Fall eines Rechteckprofils entspricht die Profilrelation dem Verh lt nis b 2h In dieser Arbeit werden mit dem Begriff kompakt Abflusssituationen bezeichnet f r die der Einfluss der B schungs oder Wandreibung nicht zu vernachl ssigen ist Dieser Begriff beschreibt somit eher einen abflussabh ngigen Zustand als lediglich einen Pro filtyp Die Kompaktheit eines Gerinnes wird immer durch die Kombination aus Profil form und Abfluss definiert Ein grosser Abfluss mit grosser Abflusstiefe in einem brei ten Gerinne kann zu einer kompakten Profilrelation f hren 2 2 4 Abfluss und Geschiebetransportberechnung Die Abfluss und Geschiebetransportberechnungen in der numerischen Modellierung basieren oft auf empirischen Ans tzen In diesem Abschnitt werden das logarithmische Widerstandsgesetz und die Gaukler Manning Strickler Formel f r die Abflussberech nung diskutiert und verglichen sowie die angewandten Ein und Mehrkorn Transportformeln beschrieben Logarithmisches Widerstandsgesetz Universelle Fliessformel Das logarithmische Widerstandsgesetz f r Gerinnestr mung wurde durch COLEBROOK amp WHITE 1937 aus der Rohrstr mung abgeleitet Es ist physikalisch gut fundiert und bas
235. nd modellierten mittleren L ngsprofile im Vergleich zur Topographie 2002 f r Fall 2 dargestellt Die wichtigsten drei Topographiever nderungen in der Natur A B und C werden auch im Modell gut reproduziert A Bildung des Versatzes in der Aufweitung Im oberen Bereich der Aufweitung km 20 bis km 19 5 war die Entwicklung der Ablagerungen bereits 2002 abge schlossen Sowohl in der Natur wie auch in der Modellierung ver nderte sich die mittlere Sohlenlage in diesem Abschnitt kaum Im unteren Bereich der ersten Aufweitung km 19 5 bis km 19 0 haben sich die Ablagerungen weiter strom abw rts entwickelt Dieser Prozess konnte im numerischen Modell gut reprodu ziert werden 150 6 5 1D Modellierung B Auflandung oberhalb der Aufweitung Die mittlere Sohlenlage oberhalb der Aufweitung wurde in der Natur zwischen 2002 und 2009 um ungef hr 40 cm angehoben Dieser Trend konnte auch mit der numerischen Modellierung abge bildet werden Gem ss HUNZINGER 1998 ist diese Sohlenanhebung auf ein gr sseres L ngsgef lle in der Aufweitung zur ck zu f hren welches sich infolge der Ablagerungen und der breiteren Geometrie einstellt C Unver nderte Sohlenlage im Oberwasser Die Auswirkungen der Aufweitung auf die mittlere Sohlenlage im Oberwasser sind begrenzt Unmittelbar oberhalb der Aufweitung wird die Sohle leicht angehoben vgl B die Auflandung er streckt sich 2007 in der Natur aber nur bis ungef hr km 20 7 F r 2009 liegen
236. ne tq pghS Schubspannungen infolge innerer Reibung Mittlere Randschubspannung Symbole und Abk rzungen Ty N m B schungsschubspannung Ton N m Mittlere B schungsschubspannung oO Hiding Funktion DP Dimensionslose Geschiebetransportrate Abk rzungen 1D eindimensional 2D zweidimensional A Aufweitung BM BASEMENT E Erweiterung EK Einkorn GMS Gauckler Manning Strickler Fliessformel HY Hydraulik HW Hochwasser K Kanal MK Mehrkorn MPM Meyer Peter und M ller 1948 MPM H Mehrkorn Transportformel nach HUNZIKER 1995 MPM multi Fraktionierte MPM Formel erweitert durch ASHIDA amp MICHIUE 1971 OW Oberwasser Topo Topographie TM Turbulenzmodell UW Unterwasser V Verengung Wsp Wasserspiegel xix 1 Einleitung 1 1 Projektierung im Flussbau fr her und heute In den vergangenen zweihundert Jahren wurde eine Vielzahl von gr sseren Fl ssen im Rahmen aufwendiger Gew sserkorrektionen eingeengt und kanalisiert Abb 1 1 links Diese Gew sserkorrektionen wurden im Sinne des technischen Fortschritts und zu Gunsten der Wirtschaft und Gesellschaft umgesetzt Ziel des gestreckten und vereinheit lichten Gerinneverlaufs waren ein Optimum bez glich Abfluss und Sedimenttransport kapazit t bei minimalem Fl chenbedarf und zuverl ssige Bedingungen f r die Schiff fahrt VISCHER 2003 Die fl chenhaften Auflandungen im Talboden sollten damit beendet und stattdessen ein abgetiefter und einged mmter
237. net Durch die lokal erh hte Rauheit werden auch die Sohlschubspannungen erh ht und f hren damit zu erh htem statt redu ziertem Geschiebetransport Eine 2D Modellierung mit Geschiebetransport in kompakten Gerinnen ohne Turbu lenzmodell wird weder f r das Trapez noch das Rechteckprofil empfohlen Um die Auswirkungen einer Aufweitung ausgehend von einem kompakten Kanal mit einem 2D Modell zu prognostizieren sind gute Kalibrierungsgrundlagen n tig und die in diesem Kapitel gemachten Erkenntnisse zu ber cksichtigen Vorzugsweise werden erste Aussagen mit Hilfe eines 1D Modells gemacht das die ndernden Profilrelationen und Reibungseinfl sse gut ber cksichtigt 99 5 Simulation Aufweitung Laborversuch 5 1 Ziel und Inhalt In diesem Kapitel werden die hier verwendeten 1D und 2D Modelle anhand einer Nachrechnung von gut dokumentierten Laborversuchen kalibriert In einem kompakten Kanal der lokal aufgeweitet wird soll die Entwicklung einer beweglichen Sohle mit station rem Abfluss abgebildet werden Der Fokus liegt auf der Entwicklung des mittle ren L ngsprofils F r die Kalibrierung des Modells werden zwei unterschiedliche Methoden aufgezeigt e Inder ersten Methode wird von einer fest vorgegebenen Wandrauheit ausgegan gen Sowohl die Hydraulik als auch das Geschiebemodell werden f r das 1D und 2D Modell unabh ngig voneinander kalibriert BERCHTOLD ET AL 2011 BERCHTOLD ET AL 2012 vgl Abschnitt 5 5 F r die 2D
238. ng r hrt daher dass sich bei hnlicher Hydraulik in den benachbarten Zellen die Sohlenrauheit schlagartig ndert Mit erh hter B schungsrauheit wird die Abflusskapazit t und dadurch auch die mittlere Geschwindigkeit reduziert Entsprechend nimmt SF und die Geschiebetransportkapa zit t ab In Abb 4 14 sind Q und Gy in Abh ngigkeit der B schungsrauheit dargestellt Erkennbar ist dass im 1D Modell die Beziehung steiler verl uft als im 2D Modell Dies bedeutet dass Q und G auf Rauheitsver nderungen der B schung im 1D Modell st r ker als im 2D Modell reagieren Mit dem Ziel ausgehend von gleichen Abfl ssen bereinstimmende Sohlschubkr fte und Geschiebetransportkapazit ten im 1D und 2D Modell zu erzeugen muss der Ein fluss der B schungsreibung im 2D Modell verst rkt werden indem z B die Rauheit erh ht wird In diesem Vorgehen wird das 2D Modell an das 1D Modell angepasst unter der Annahme dass der 1D Einstein Ansatz zu korrekten Verh ltnissen f hrt Tab 4 8 Resultate f r unterschiedliche B schungsrauheiten h 3m 1D 2D Kan Ks w Um Tom Q Ty SF C Q Ty SF G m s m s m s N m m s N m kg s m s N m kg s 30 40 3 13 77 5 169 2 1162 73 363 182 3 1323 83 450 30 30 2 86 67 7 154 6 1015 64 289 174 5 1265 80 418 30 20 2 40 51 9 129 6 779 49 183 163 7 1184 175 377 77 4 Grundlagenversuche zur Sohls
239. ngetragenen Geschiebes in Funktion der Zeit z B ist unbekannt hat aber auf die eigentlichen Mehrkornprozesse einen grossen Einfluss F r grossr umige Betrachtungen ber lange Zeitr ume umfassende Geschie behaushaltstudien von ganzen Fl ssen spielen gerade die Deckschichtprozesse und die latente Erosion eine entscheidende Rolle In diesen Untersuchungen wird kein pauscha ler Geschiebeeintrag am oberen Rand vorgegeben sondern es ist hingegen das Ziel den zu erwartenden Geschiebetransport abzusch tzen In solchen Untersuchungen werden oft zwei Materialen laufendes Geschiebe und Untergrundmaterial unterschieden 158 6 5 1D Modellierung Modellierung mit ebener Ausgangssohle Das mittlere L ngsprofil der Ausgangssohle f r die Validierungsperiode Topo 2002 weist ansatzweise bereits den Verlauf auf der sich aufgrund einer Aufweitung typi scherweise einstellt Sohlenversatz und Auflandungen Dadurch sind die Initialver n derungen bereits vorweggenommen Mit zus tzlichen Modellierungen wird deshalb gezeigt dass sich die aufweitungstypischen Ver nderungen in der mittleren Sohle auch ausgehend von einer ebenen Sohle bilden Die Ausgangstopographie wurde deshalb f r dieses Beispiel angepasst Mittlere Sohle 1989 Sie basierte auf den B schungen und Vorl ndern der Topographie 2002 Die Sohle ist eben und entspricht in jedem Querprofil der mittleren Sohlenlage aus der Ver messung des Kanalzustands 1989 Damit wird die T
240. nsport 2nd Meeting JAHR Stockholm Sweden 218 Literaturverzeichnis MORVAN H KNIGHT D WRIGHT N TANG X CROSSLEY A 2008 The concept of roughness in fluvial hydraulics and its formulation in 1D 2D and 3D numerical simulation models J Hydr Res 46 2 191 208 MYERS W R C 1978 Momentum transfer in a compound channel J Hydraul Res 16 2 139 150 NAUDASCHER E 1992 Hydraulik der Gerinne und Gerinnebauwerke Zweite verbes serte Auflage Springer Verlag Wien NIKURADSE J 1933 Str mungsgesetze in rauhen Rohren Forschungsheft 361 Beila ge zu Forschung auf dem Gebiet des Ingenieurwesens Ausgabe B Band 4 Ju li August 1933 VDI Verlag GmbH Berlin NOUTSOPOULOS G C HADJIPANOS P A 1982 Discussion on boundary shear in smooth and rough channels by D W Knight J Hydraul Div 108 6 809 812 Nugsic M 2013 Ein zweidimensionales Str mungsmodell f r die wasserwirtschaftli che Praxis Benutzerhandbuch Hydro AS 2D OMRAN M KNIGHT D W 2010 Modelling secondary cells and sediment transport in rectangular channels J Hydr Res 48 2 205 212 PATEL V C 1965 Calibration of Preston tube and limitations on its use in pressure gradients J Fluid Mech 23 1 185 208 PRESTON J H 1953 The determination of turbulent skin friction by means of Pitot tubes J Royal Aero Soc 58 2 109 121 REQUENA P 2008 Seitenerosion in kiesf hrenden Fl ssen Prozes
241. nsskizze der Gr ssen im Wandansatz nach BRUFAU amp NAVARRO 2000 3 2 2 Geschiebetransport Der Geschiebetransport in den einzelnen Zellen setzt sich sowohl in x als auch in y Richtung aus drei Komponenten zusammen aufgelistet f r x Richtung 1 Geschiebetransport in Hauptrichtung x infolge Str mung in Hauptrichtung x ii Lateraler Geschiebetransport in x Richtung infolge Geschiebetransports auf ge neigter Oberfl che in Querrichtung y iii Gravitativer Geschiebetransport durch stark geneigte Oberfl che Der Geschiebetransport in Hauptrichtung wird analog zum 1D Modell gem ss den Gleichungen 3 10 f r den Einkorntransport und 3 12 f r den Mehrkorntransport verwendet Der laterale Geschiebetransport wird dann relevant wenn der Geschiebetransport ber eine quer geneigte Fl che und nicht mehr nur entlang der Str mungsrichtung erfolgt Der laterale Geschiebetransportanteil f r die Kornfraktion i wird nach IKEDA 1982 wie folgt berechnet b Thoni asiri Isi 1 5 Jia p 3 25 mit Jia Quergef lle 58 3 2 2D Modell To cri Kritische Schubspannung f r Kornfraktion i T Transportwirksame Sohlschubspannung Der gravitative Geschiebetransport wird grunds tzlich zur Modellierung von B schungskollaps bei Seitenerosionsprozessen verwendet berschreitet ein lokales Gef lle einen Grenzwert wird Material abgetragen und umgelagert bis das Grenzgef lle wieder unterschritten ist B schungsr
242. nstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 190 H E Minor ed ETH Z rich SCHILLING M HUNZIKER R 1995 Programm MORMO MORphologisches MO dell Mathematische Modelle offener Gerinne WAV Seminar Wien 21 Nov 91 104 SHIONO K KNIGHT D W 1988 Two dimensional analytical solution for a compound channel Proc 3rd Intl Symp Refines Flow Modelling and Turbulence Meas urements Tokyo Japan 503 510 SHIONO K KNIGHT D W 1991 Turbulent open channel flows with variable depth across the channel J Fluid Mech 222 617 646 SIVIGLIA A REPETTO R ZOLEZZI G TUBINO M 2008 River bed evolution due to channel expansion general behaviour and application to a case study Kugart River Kyrgyz Republic River Research and Applications 24 1271 1287 STALDER A 2012 Numerische 2D Modellierung der Sohlentwicklung in der Aufwei tung Altikon Thur Masterarbeit Professur f r Wasserbau ETH Z rich un ver ffentlicht STRICKLER A 1923 Beitr ge zur Frage der Geschwindigkeitsformel und der Rauhig keitszahlen f r Str me Kan le und geschlossene Leitungen Mitteilungen d Amtes f Wasserwirtschaft 16 Eidg Dep d Innern Bern Switzerland TOMINAGA A NEZU I EZAKI K NAKAGAWA H 1989 Three dimensional turbu lent structure in straight open channel flows J Hydr Res 27 1 149 173 UMACH L 2013 Bedeutung der Approximation von Kornverteilungskurven bei der z
243. oberhalb Aufweitung 2005 21 3 bis 20 3 Aufweitung nach Fertigstellung 2002 20 2 bis 18 0 Kanalstrecke unterhalb Aufweitung 2005 17 9 bis 17 7 Rechter Hochwasserdamm 2009 20 15 bis 19 55 Anfangs und Randbedingungen Die Anfangsbedingung der hier durchgef hrten Modellierungen besteht aus einer mobi len Ausgangssohle die gem ss der vermessenen Querprofile erstellt wurde und aus einem station ren Str mungszustand entsprechend dem minimalen Abfluss der Ab flussganglinie Die obere Randbedingung gibt f r die hydraulische Modellierung eine Abflussganglinie und f r die Geschiebemodellierung zus tzlich eine Geschiebeganglinie vor Letztere wird im 1D Modell am Rand in der 2D Modellierung entweder am Rand oder als Quelle aus der Sohle zugegeben Wird im 2D Modell das Geschiebe am Rand zugege ben besteht die Gefahr dass sich dieses in den ersten Randzellen aufgrund fehlenden Transportverm gens unverh ltnism ssig akkumuliert Dies kann verhindert werden 142 6 4 Kalibrierungsvorgehen wenn als Geschieberandbedingung die Transportkapazit t berechnet wird Wird der Geschiebeeintrag als Ganglinie vorgegeben empfiehlt es sich das Material ber eine Quelle zuzugeben die sich ber mehrere Zellen im Randbereich verteilt Als untere Randbedingung wird f r die Hydraulik die Normalabflussrandbedingung verwendet wobei mit der Vorgabe des Normalabflussgef lles der Verlauf des Wasser spiegels kalibriert we
244. on Vergleichen mit Laborversuchen in DITTRICH ET AL 1996 zu finden Eine weitere Unterscheidung wird zwischen engen und breiten Gerinnen gemacht Dazu wird der Einfluss der Querschnittsform auf das Widerstandsverhalten des Gerinnes beigezogen In einem engen Gerinne bernimmt die seitliche Berandung Wand im Rechteckprofil resp B schung im Trapezprofil einen bedeutenden Anteil am Fliesswi derstand des gesamten Gerinnes In einem breiten Gerinne ist dieser Anteil vernachl s sigbar klein Als Unterscheidungskriterium zwischen engem und breitem Profil wird meist das b h Verh ltnis herangezogen F r die Grenzwerte sind in der Literatur unter schiedliche Werte zu finden Erw hnt soll eine empfohlene Kategorisierung sein die zwischen homogener und inhomogener Rauheitsverteilung unterscheidet LFU 2002 Nach dieser Definition ist ein Gerinne breit falls folgende Bedingungen erf llt sind b h gt 5 bis 10 falls B schung wesentlich glatter als Sohle b h 10 falls Boschung und Sohle nahezu gleiche Rauheit 2 3 b h gt 25 bis 30 falls Boschung wesentlich rauer als Sohle Gem ss der Definition in Gleichung 2 3 weisen bei Hochwasserabfluss viele korrigier te Flussabschnitte eine enge Gerinneform auf und leiten einen bedeutenden Fliesswider standsanteil ber die seitlichen Berandungen ab Um das b h Verh ltnis auf beliebige Trapezquerprofile zu verallgemeinern wird an dieser Stelle die Profilrelation eingef hrt und definiert A
245. opographie von 1989 quasi aufge weitet Verlauf der B schungen und Vorl nder gem ss Topographie 2002 Die Ab flussganglinie ist dieselbe wie f r die Validierungsphase Q2002 2009 mit Q gt 100 m s In Abb 6 25 werden die mittleren L ngsprofile der modellierten Sohle von 2009 der mittleren Ausgangssohle von 1989 und der vermessenen mittleren Sohlenlage von 2009 verglichen Die Ver nderung in der Aufweitung wird gut nachgebildet obschon von einer ebenen Sohle ausgegangen wird Kurz vor der Aufweitung ist eine Erosion zu beobachten die nicht wieder r ckg ngig gemacht wird Die Sohlenlage senkt sich stromaufw rts etwas ab gleicht sich aber gegen den oberen Rand hin wieder der ur spr nglichen Lage an Am unteren Rand kurz vor der ZH Schwelle werden die Erosi onen bersch tzt In der Validierung erodierte die Sohle vor der ZH Schwelle weniger Trotzdem stimmt aber die Sohle in der Aufweitung berein Die lokale Sohlenlage oberhalb der Schwelle nimmt im betrachteten Zeitraum offenbar nicht die Funktion eines Fixpunkts ein und verursacht keine weitreichende Rotationserosion im Oberstrom Mittlere Sohle 1989 Topo 2009 Prognose EK Topo 2009 vermessen 21 20 19 18 x km nag Ko 7 Abb 6 25 EK Prognosesimulation ftir Validierungsphase mit Aufweitung ausgehend von mittlerem L ngsprofil von 1989 159 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Eine analoge Modellierung mit Mehrkorn MPM multi ergibt e
246. pographie 1989 Zwischen s mtlichen vermessenen Querprofilen wurden zus tzlich jeweils zwei erg n zende Querprofile interpoliert F r die numerische Modellierung wurden die Querprofi le von km 22 876 bis km 17 8 verwendet In einzelnen Profilen wurde die rechte Dammkrone mit einem zus tzlichen Punkt erg nzt km 19 6 bis km 17 8 141 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Topographie 2002 Die Modelltopographie setzt sich aus unterschiedlichen Vermessungen zusammen Tab 6 5 Darin fliessen die detaillierte Vermessung nach Fertigstellung der Aufweitung 2002 Querprofile im Abstand von 50 m aktualisierte Daten nach Erstellung der An reicherungsstrecke 2003 zeitn chste Querprofilvermessungen in den brigen Berei chen von 2005 und f r die Erg nzung des rechtsseitigen Hochwasserschutzdamms die Vermessungsdaten von 2009 ein Die ZH Schwelle wurde mit einer max Kronen Kote von 368 48 m M bei km 17 66 und min Kote von 367 75 mii M bei km 17 65 abgebildet Unterstrom wurde das Modell mit einer k nstlichen Rampe von 1650 m L nge und 2 o Neigung verl ngert Der Auenwald zwischen km 19 75 und 18 35 steht als Retentionsraum zur Verf gung wird aber nicht durchflossen Tab 6 5 berblick ber die verwendeten Vermessungsdaten f r die Erstellung der Modelltopographie 2002 Perimeterbereich Vermessung km ZH Vorlaufstrecke 2005 22 375 bis 22 075 Anreicherungsstrecke 2003 22 0 bis 21 4 Kanalstrecke
247. prozentuale Sohlschubspan nungsanteil gut mit den Gleichungen aus GUO amp JULIEN 2005 berechnet werden kann und dass der Einfluss der Sekund rstr mung in sehr kompakten Gerinnen gering aber nicht vernachl ssigbar ist Weiter postulieren sie dass der Verlauf der Seperationslinien zwischen seitlichem und zentralem Bereich f r die Bestimmung der mittleren Sohl schubspannung nicht entscheidend ist ANSARI ET AL 2011 verallgemeinerten die Untersuchung von DE CACQUERAY ET AL 2009 auf das Trapezprofil mit unterschiedli chen B schungsneigungen Profilrelationen und Rauheitskombinationen Ihnen gelingt es mit systematischen Modellierungen unter Einbezug der Methode nach GUO amp JULIEN 2005 den Effekt der Sekund rstr mung zu quantifizieren vgl Ab schnitt Quantifizierung des Einflusses der Sekund rstr mung Seite 31 Das Augen merk lag dabei auf der Abh ngigkeit von den drei Gr ssen B schungsneigung Profilre lation und Rauheitsverh ltnis Approximation nach EINSTEIN 1942 Ein einfacher weit verbreiteter analytischer Ansatz von EINSTEIN 1942 zur Bestim mung der mittleren B schungs und Sohlschubspannung unterteilt den Fliessquerschnitt in zwei B schungs und einen Sohlenbereich F r die mittlere Sohl und B schungs schubspannungen sind nur die Abflussquerschnitte resp die hydraulischen Radien der Teilbereiche massgebend Es wird angenommen dass die Geschwindigkeiten und Ener 28 2 2 Gerinnestr mung
248. r Abflusstiefe h und Gerinnerauheit kg aus Daraus ergeben sich unterschiedliche Abflusskapazit ten O und entsprechend variable u rund O Mit dieser Variante wird versucht f r systematische Variation der Rauheit bei gleichzeitig konstanter Abflusstiefe die unterschiedlichen Berechnungs und Model lierungsarten der Sohlschubspannung zu vergleichen Diese Variante wurde deshalb eingef hrt weil in 1D Betrachtungen haupts chlich die Abflusstiefe f r die Sohl schubspannung entscheidend ist Der Nachteil dieser Variante ist aber dass durch eine Ver nderung von Q sich auch die Geschwindigkeiten ver ndern und diese wiederum die Sohlschubspannungen beeintr chtigen Tab 4 1 Untersuchungsvarianten mit konstanten und variierten Gr ssen Variante konstante variierte Gr ssen Gr ssen KALIBRIERUNG O h kst PROGNOSE Q ksi h KAPAZIT T h ks Q 62 4 2 Definitionsskizzen mit Berechnungsbeispiel 4 2 Definitionsskizzen mit Berechnungsbeispiel In der 1D Betrachtung wird gem ss der Einstein Approximation der Abflussquerschnitt in B schungs und Sohlenteilabflussfl chen unterteilt in welchen die Gravitationskr fte mit den entsprechenden B schungs resp Sohlschubspannungen im Gleichgewicht stehen Abschnitt 2 2 5 Die Definitionsskizzen f r ein Trapezprofil Abb 4 1 und ein Rechteckprofil Abb 4 2 stellen die wichtigsten Parameter f r die Bestimmung der mittleren Randschubspannungen zusammen Die ausges
249. r Aufweitung Altikon zu reproduzieren Das hydraulische Modell der Thur wurde in gleicher Weise kalibriert wie das Modell zur Nachbildung der Laborversuche n mlich mit der angepassten 2 Punkt Kalibrierung zur Bestimmung der Rauheitsbeiwerte Unter Annahme von Sohlen und Bankformver lusten nur in der Aufweitung konnte von einheitlicher Kornrauheit Sohle und B schungs resp Vorlandrauheit im ganzen Perimeter Kanal und Aufweitung ausgegan 168 6 7 Diskussion und Fazit gen werden Im 2D Modell wurden die Rauheitsbeiwerte aus dem 1D Modell grund s tzlich bernommen Gem ss den Erkenntnissen aus den Grundlagenversuchen zur Sohlschubspannung Kapitel 4 wurde bei gleichzeitiger Anwendung des Turbulenzmo dells die B schungsrauheit erh ht Mit beiden Modellen stimmte der Verlauf des Was serspiegels f r die Abflussspitze des Hochwasserereignisses von 2002 gut mit den Hochwasserspuren berein Eine Geschiebefunktion in Abh ngigkeit des Abflusses wurde mit dem 1D Modell f r die Kalibrierungsperiode 1978 1989 bestimmt Sie basiert auf der Geschiebetransport kapazit t im Zulaufkanal und soll auf andere Abflussganglinien bertragen werden Mit der modellierten Geschiebefunktion blieb die mittlere Sohle w hrend der Kalibrie rungsperiode beinahe unver ndert gleich wie in der Natur Die im Modell eingetrage nen Geschiebetransportvolumina betragen hingegen fast das Doppelte der Angaben aus der Geschiebehaushaltstudie FLUSSBAU
250. r EK und MK im Vergleich zur Abflussgang linie 160 6 6 2D Modellierung 6 6 2D Modellierung 6 6 1 2D Hydraulik Hochwasser 2002 Das hydraulische 2D Modell wird f r dasselbe Hochwasserereignis 2002 und mit der selben Topographie Topo 2002 wie das 1D Modell kalibriert Das Rechengitter wurde in Zusammenarbeit mit STALDER 2012 erstellt F r die 2D Modellierung wird grunds tzlich von gleichen Sohlen B schungs und Vorlandrauheiten ausgegangen wie sie aus der 1D Kalibrierung resultierten Gem ss den Erkenntnissen aus Kapitel 4 wird zur besseren Ber cksichtigung der B schungsrau heit im kompakten Gerinne das Turbulenzmodell angewendet und zus tzlich die B schungsrauheit erh ht Mit B schungsrauheit sind in diesem Fall im Doppeltrapezprofil die Rauheiten der B schung am Hauptkanal und am usseren Damm sowie die Rauheit der Vorl nder gemeint Um den Einfluss des Turbulenzmodells und der zus tzlichen Erh hung der B schungs rauheit zu quantifizieren und die beste Kombination zu evaluieren wurde f r unter schiedliche Turbulenzfaktoren fr und Korrekturen der B schungsrauheit Aks die Auswirkung auf Wasserspiegel und Sohlschubspannung in einem repr sentativen Ka nalquerprofil km 20 4 untersucht Tab 6 7 Tab 6 7 Kurzbezeichnungen f r die modellierten Parameterkombinationen von ks und fr zur Absch tzung des Einflusses des Turbulenzmodells T Kesiw Aksew Im 0 5 10 15 3
251. r weist die Proportionalit tskonstante einen grossen Streube reich auf Eine umfangreiche Auflistung der blichsten Beziehungen zwischen massge benden Korndurchmesser und quivalenter Sandrauheit in Abh ngigkeit der relativen berdeckung ist in WEICHERT 2006 zu finden Als repr sentativer Korndurchmesser wird oft der mittlere Korndurchmesser der obersten Sohlenschicht verwendet In nat r lichen Gew ssern ist die oberste Sohlenschicht oft eine infolge Kornsortierung abge pfl sterte Deckschicht Der mittlere Korndurchmesser der Deckschicht dns wird oft mit dem dvo des Sohlenmaterials repr sentiert F r drei ausgew hlte Sohlenbeschaffenheits typen schl gt BEZZOLA 2013 folgende Beziehungen vor k d Plane Sohle mit Einkornmaterial der Korngr sse d k 2 doo Natiirliche Sohlenlagerung mit Korngemisch 2 5 ks 2 5 bis 3 doo Sohle mit exponierten Grobkomponenten Gaukler Manning Strickler Formel GMS F r praktische Berechnungsanwendungen in der Gerinnestr mung setzte sich der empi rische Potenzansatz durch STRICKLER 1923 dessen Grundlagen von Gaukler Man ning und Strickler unabh ngig voneinander ausgearbeitet worden waren und deshalb oft als Gaukler Manning Strickler GMS Formel benannt ist Gleichung 2 6 Dieser Ansatz ist vor allem wegen seiner Einfachheit in der Praxis nach wie vor weit verbreitet MER Ss 2 6 Die mittlere Fliessgeschwindigkeit um ist dabei abh ngig von einem pauschalen Rau heitsfaktor k
252. r zu finden Untersuchungen dar ber gibt es in KNIGHT 1981 f r Rechteckpro file mit rauer Sohle und glatter Wand in KNIGHT ET AL 1992 f r Trapezprofile mit rauen B schungen und glatter Sohle und in FLINTHAM amp CARLING 1988 f r Tra 27 2 Grundlagen pezprofile mit g nzlich rauen R ndern wobei entweder B schung und Sohle gleich rau waren oder die Sohle eine gr ssere Rauheit aufwies als die B schungen Systematische experimentelle Studien zu Sohlschubspannungsverteilungen in unter schiedlichen Profilen die s mtliche Rauheitskombinationen umfassen also auch raue Zust nde mit einer B schungsrauheit die gr sser ist als die der ebenfalls rauen Sohle sind in diesem Zusammenhang nicht bekannt KNIGHT ET AL 1992 erarbeiteten eine verallgemeinerte Beziehung f r Rechteck und Trapezprofile mit variablen B schungsneigungen und heterogen verteilter Rauheit Sie vereint die Erkenntnisse aus KNIGHT 1981 KNIGHT ET AL 1984 und FLINTHAM amp CARLING 1988 Andere Autoren berechnen mit Hilfe von numerischen Methoden die Randschubspan nungsverteilung DE CACQUERAY ET AL 2009 bestimmen die Randschubspannungsan teile in glatten Rechteckprofilen durch L sen der analytischen Gleichungen aus GUO amp JULIEN 2005 wobei sie auf empirische Korrekturfaktoren verzichten DE CACQUERAY ET AL 2009 vergleichen die Resultate mit experimentellen Untersuchungen von KNIGHT ET AL 1984 und kommen zum Schluss dass der
253. rden muss Die Geschiebetransport Randbedingung entnimmt s mtliches Geschiebe aus dem Perimeter das in die letzte Zelle hineintransportiert wird 6 4 Kalibrierungsvorgehen Hydraulik 2002 Die Hochwasserspitze des 2002 registrierten Hochwassers betrug 872 m s Die Auf weitung war zu diesem Zeitpunkt bereits ber die ganze Breite fertiggestellt Im An schluss an das Ereignis wurden Hochwasserspuren im Oberwasserkanal und in der Aufweitung aufgenommen Das hydraulische Modell wird auf eine m glichst gute bereinstimmung zwischen modellierten Wasserspiegellagen und der vermessenen Hochwasserspuren kalibriert Die Kalibrierung wird unabh ngig f r die Kanalstrecke km 24 0 bis km 20 0 und die Aufweitungsstrecke km 20 0 bis km 18 05 durchge f hrt Das Vorgehen soll analog zu Abschnitt 5 6 1 erfolgen Ziel ist es f r die Simulation sowohl im Kanal als auch in der Aufweitung gleiche B schungsrauheiten und gleiche Kornrauheiten zu verwenden In der Aufweitung ist von zus tzlichen Sohlenformrauhei ten auszugehen F r die Transportkapazit t ist neben wichtigen Eingabeparametern Transportformel mit Faktoren 6 auch die lokale Geometrie von grosser Bedeutung Das Gef lle in der Randzelle 1D und 2D spielt eine massgebende Rolle Dieses ndert sich sobald in nachfolgender Zelle Ablagerungen stattfinden und h ngt stark vom Upwind Faktor ab F r eine fl chig verteilte Quellenzugabe ist zu beachten dass sich die Que
254. reiche B schung und Vorland zusam mengefasst im Sinne dass diese gemeinsam einen Wandeinfluss darstellen Die unter schiedlichen Kombinationen ergeben f r den Kanal und die Aufweitung die Beziehun gen in Abb 6 9 Die beiden Beziehungen verlaufen nahezu parallel Es wird angenom men dass im Kanal keine Formrauheit vorliegt d h reine Kornrauheit w hrend in der Aufweitung zus tzliche Formverluste auftreten Entsprechend wird die Sohlenrauheit in der Aufweitung mit Hilfe des Reduktionsbeiwerts fur um die Formrauheit auf die reine Kornrauheit reduziert Der Schnittpunkt der beiden Kurven ergibt dann die gemeinsame Rauheitskombination f r Kanal und Aufweitung B schungsrauheit und Kornrauheit der Sohle Mit for 0 85 sind die beiden Kurven Kornrauheit im Kanal und Kornrauheit in der Aufweitung nahezu deckungsgleich Es gibt keinen eindeutigen Schnittpunkt oder anders ausgedr ckt die Kurven decken sich im betrachteten Parameterraum d h die Hydraulik wird f r unterschiedliche Rauheitskombinationen auf der Kurve gut abgebildet Im Folgenden wird von einem homogenen Kanal ausgegangen mit Kstwx ks n x 36 m s Tab 6 6 Die Rauheit von B schung Vorland sollen im Kanal gleich sein wie in der Aufweitung kstw 36 m s Ebenfalls wird von gleicher Kornrauheit in Kanal und Aufweitung ausgegangen kstp aKom ks nk 36 m s Entsprechend ergibt sich die hydraulische Rauheit in der Aufweitung welche auch die Formrauheit ber cksi
255. ren L ngsprofile der Ausgangs und Endsohle gegen ber Die zus tzliche Aufweitung und die Gr sse des Abstands Xa haben keine weitreichenden Auswirkungen auf die mittlere Sohle flussauf und fluss abw rts Unmittelbar oberhalb der zus tzlichen Aufweitung sind ebenfalls keine Unter schiede f r die drei Konfigurationen zu erkennen Im Anschluss an die untere Aufwei tung hingegen kommt es im Vergleich zur Entwicklung ohne obere Aufweitung zu gr sseren Erosionen von ungef hr 7 bis 30 cm Dies wird deutlich wenn jeweils die Differenz der L ngsprofile zwischen Anfang und Endzustand mit und ohne obere Aufweitung betrachtet werden Abb 7 30 Die Sohle im Unterwasser liegt gegen ber der Entwicklung ohne obere Aufweitung umso tiefer je kleiner der Abstand X4 ist Xa beeinflusst auch die Langzeitenwicklung der Sohlenlage zwischen den beiden Auf weitungen Gegen ber der Entwicklung ohne obere Aufweitung kommt die Sohle tiefer zu liegen Im Querprofil gleich unterhalb der oberen Aufweitung treten die gr ssten Abweichungen auf Die zus tzliche Erosion erstreckt sich jeweils bis hin zur unteren Aufweitung Die Gr sse der Sohlenabsenkung ist unabh ngig von Xa ihre L ngsaus dehnung nimmt aber mit gr sserem X zu Die gr sste Differenz im Vergleich zur Entwicklung ohne obere Aufweitung tritt w hrend des abklingenden Asts der Hochwas serganglinie von 2005 am Ende der Verengungsstrecke der oberen Aufweitung auf F r Xa gt 0 betr gt die Differ
256. ren eine interessante Erkenntnis zur Abflussmodel lierung Der Verlauf der Gef lleentwicklung ber 20 Jahre hinweg einmal mit der effektiv gemessenen instation ren Abflussganglinie modelliert und einmal mit einem station ren mittleren Jahresabfluss modelliert ergaben einen gut bereinstimmenden Entwicklungsverlauf Diese Erkenntnisse wurden f r einen Sandfluss dso gt 0 25 mm mit einem mittleren Kanalgef lle von 0 5 0 gemacht Sie lassen sich nicht ohne weite res auf Kiesfl sse bertragen 2 3 6 Entwicklung der Sohlenlage bei Geschiebedefizit Nur wenige Flussabschnitte im voralpinen Bereich befinden sich hinsichtlich des Ge schiebeaufkommens in einem Gleichgewichts oder gar Auflandungszustand Die meis ten Flussabschnitte und insbesondere die kanalisierten Flussl ufe weisen ein Geschie bedefizit auf und befinden sich im Erosionszustand Gerade f r diese Abschnitte sind viele hochwasserschutzbedingte Projekte vorgesehen die unter anderem auch aus 6ko logischen berlegungen lokale Gerinneaufweitungen vorsehen Die Ablagerungsentwicklung in der Aufweitung Versatzbildung ist ein tempor rer Auflandungsprozess der unabh ngig vom bergeordneten Geschiebehaushalt stattfindet und prim r hydraulisch bedingt ist Dieser Auflandungsprozess f hrt bei gen gend breitem Abflussquerschnitt zu einer ver nderten Gerinnemorphologie bei sehr breiten Gerinnen z B zu einer verzweigten Morphologie Eine Aufweitung wirkt durch das Zur
257. resp kspy ks w 0 088 reagieren die beiden Approximationen sehr unterschiedlich W hrend die Einstein Approximation zu einer starken Abnahme der mittleren Sohlschubspannung f hrt Kurve verschiebt sich nach unten ver ndern sich die Verh ltnisse mit der Knight Approximationen kaum 69 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung SF Einstein Approx k k 0 75 Stb Stw Messungen Al Hamid 1991 Einstein Approx k k 1 e Knight et al 1 992 kkut Einstein Approx kool Katu 1 5 Knight et al 1992 k k 0 0024 l is Einstein Approx k k 1 k k 1 NS r Einstein Approx k k 2 74 Knight et al 1992 k k 1 oI 0 0024 Knight et al 1992 k k 0 088 0 5 10 15 20 0 5 10 P IP P Py Abb 4 6 Gegentiberstellung der Einstein und Knight Approximation im Vergleich zu den Resultaten aus Al Hamid s Experimenten in Tab 4 4 links Vergleich der Einstein und Knight Approximation f r hypothetische Rauheitsverh lt nisse in Abh ngigkeit der Profilrelation rechts Wird SF f r die beiden Approximationen in Abh ngigkeit des Rauheitsverh ltnisses dargestellt statt in Abh ngigkeit der Profilrelation zeigt sich f r z B Pp Py 3 5 oder Py Pw 0 9 das oben beschriebene Verhalten deutlicher Abb 4 7 Die beiden Appro ximationen stimmen f r Rauheitsverh ltnisse kg ksw lt 1 gut berein f r 1 lt ks p Kstw lt 3 weichen sie
258. ressensrichtungen gestellt Um m g lich Konflikte fr hzeitig zu erkennen sind f r die Projektierung neuer Flussaufweitun gen s mtliche zu erwartenden Auswirkungen f r unterschiedliche Rahmenbedingungen sorgf ltig abzusch tzen Es ist wichtig die Interaktion zwischen unterschiedlichen geplanten Massnahmen und die Wirkung projektierter Aufweitungen auf bereits beste hende Aufweitungen unter dem Einfluss neuer Rahmenbedingungen zu pr fen und zu prognostizieren F r die Untersuchung neu geplanter sowie bereits bestehender Aufweitungen ist die numerische Modellierung ein wichtiges Instrument Erst ein umfassender berblick erlaubt eine begr ndete und angemessene Wahl des notwendigen numerischen Modells f r eine zielf hrende Untersuchung vorliegender Fragestellungen Einerseits geh rt dazu das Verst ndnis der Wirkungsweise von Flussaufweitungen unter Einbezug unter schiedlicher Rahmenbedingung und der Robustheit von Flussaufweitungen gegen ber weitr umigen Ver nderungen Andererseits ist es wichtig die implementierten Ans tze im verwendeten numerischen Modell und die Sensitivit t der entsprechenden Parameter zu kennen 205 Schlussfolgerungen und Ausblick Numerische Modelle In dieser Arbeit wurde anhand verschiedener Beispiele von Aufweitungen gezeigt dass auf der Basis einer sorgf ltigen hydraulischen Kalibrierung die Ver nderung der mittle ren Sohlenlage im L ngsprofil sowohl mit numerischen 1D als auch 2D
259. resultierenden mittleren L ngsgef lle in Kanal und Aufweitung f r eine EK Modellierung sind in Tab 5 8 angegeben Sie weichen in beiden F llen weniger als 4 von den Labordaten ab Der Verlauf der L ngsprofile aus der 1D und 2D Modellierung und aus dem Laborversuch ist in Abb 5 12 dargestellt Es ist bemerkenswert dass mit Hilfe des Turbulenzmodells die Strickler Beiwerte und Sohlenform Beiwerte aus der 1D Normalabflussberechnung auch f r die 2D Modellierung bernommen werden k nnen und der Vorfaktor der Transportformel gegen ber der 1D Modllierung nicht ver ndert werden muss Weiter wird mit dem Erfahrungswert fr 5 sowohl eine korrek te Hydraulik als auch eine bereinstimmende Entwicklung der mittleren Sohlenlage erreicht Dazu wird lediglich die Wandrauheit als Kalibrierungsgr sse verwendet Diese 120 5 6 Kalibrierungsmethode 2 stimmt nach der Kalibrierung gut mit der in den Laborunterlagen angegebenen Wand rauheit berein Die Differenz zwischen dem numerisch modellierten und dem im Labor vermessenen mittleren L ngsgef lle betr gt maximal 0 26 o und ist damit sehr gering Auf die ge samte Modelll nge von 14m resultiert eine maximale vertikale Abweichung von 3 6 mm entspricht 3dm Erg nzend wird der Einfluss von fr gepr ft und die Kalibrierung zum Vergleich zus tz lich mit fr 2 durchgef hrt Die hydraulische Kalibrierung ergibt eine angepasste Wandrauheit von ksiw 59 m s Akstw 9 6 m s und d
260. rhalb des Erweiterungsbereichs mit L nge Lg 0 225 m und Erweiterungswinkel ag 45 in einen weiten Kanal Aufwei tung mit Breite ba 0 75 m und L nge La 14 m ber Abb 5 2 Die Versuche bau ten auf Grundlagenversuchen zur Morphologie in langen prismatischen Kan len unter schiedlicher Breite auf welche von ZARN 1997 untersucht wurden Viele Gr ssen wie das Geschiebe die Breiten die Abfl sse und Rauheiten wurden aus jenem Grundlagen versuch bernommen Das Ausgangsgef lle f r die Aufweitungsversuche betrug im Kanal 4 5 o und in der Aufweitung 4 0 Der sich im Laufe der Zeit einstellende Sohlenversatz im Erweiterungsbereich wurde teilweise vorweggenommen und in der Ausgangssohle ber cksichtigt Dadurch konnte die Versuchszeit im Labor reduziert werden I aa X bk K b k gs r K St b K i A St b A y R GEHE Le La gt Lk gt Abb 5 2 _ Grundrissskizze des Laborversuchs mit ausgew hlten Parametern Der spezifische Zufluss am oberen Modellrand betrug f r Wasser q 0 023 m sm und f r Geschiebe qs 5 07 x 10 m sm Die verwendete Geschiebemischung repr sentierte eine f r Voralpinfl sse typische weit gestufte Kornverteilung und wies eine Feststoffdichte von p 2650 kg m auf Die Standardabweichung der Kornverteilung 105 5 Simulation Aufweitung Laborversuch betrug o dali 1 73 und liegt damit gem ss der Definition von LITTLE amp MAYER 1992 ber dem
261. rierungsfaktors fr untersucht F r unterschiedliche fr ist die laterale Verteilung von r Abb 4 33 links und von der spezifischen Transportkapazit t g kg sm Abb 4 34 dargestellt Sie zeigen dass das Turbulenzmodell einen grossen Einfluss hat Ohne Turbulenzmodell entspricht die Sohlschubspannung im 2D Modell in den einzel nen Zellen der ideellen Sohlschubspannung T PghS die sich im Fall eines unend lich breiten Profils ohne Einfluss der Wandreibung einstellen w rde Die Informationen ber seitliche Randeinfl sse fehlen vgl Abschnitt 3 2 1 Ausgenommen davon sind die Randzellen in die der zus tzliche Reibungsterm der Wand einfliesst und dadurch die Fliessgeschwindigkeit und die Sohlschubspannung reduziert werden Mit dem Tur bulenzmodell werden die Randinformationen quasi von Zelle zu Zelle bermittelt und somit Reibungsverluste ins Profil hinein getragen Dieser Einfluss ussert sich durch die Sohlschubspannungen die gegen die B schungen hin abnehmen Durch den Wandreibungsansatz ergibt sich eine Sohlschubspannungsverteilung die in beiden F llen mit und ohne Turbulenzmodell zu einer Konzentration der Geschiebe transportkapazit t in Gerinnemitte f hrt Im Randbereich wird der Geschiebetransport eingeschr nkt Dieses Ungleichgewicht ist vor allem bei der Modellierung ohne Turbu lenzmodell ausgepr gt und nimmt mit zunehmendem fr ab Eine Konzentration des Geschiebetransports in Gerinnemitte wird auch in der
262. rnrauheiten ber cksichtigen und damit erh hte Strick ler Beiwerte entspricht reduzierter Sohlenrauheit aufweisen Die Kurven verschieben sich parallel nach oben Abb 5 10 rechts und erm glichen einen Vergleich der reinen Kornrauheiten im Kanal und der Aufweitung und damit die Einhaltung der Einschr n kung b F r die gleichzeitige Erf llung der Einschr nkung a ist der Schnittpunkt der beiden Kornrauheitskurven im Kanal und der Aufweitung massgebend Dieser f hrt zu der einen gesuchten Rauheits Kombination die alle drei Einschr nkungen gleichzeitig erf llt und damit die bereinstimmenden Strickler Beiwerte f r die Wandrauheit und die Kornrauheit in Kanal und der Aufweitung ergibt 117 5 Simulation Aufweitung Laborversuch Ka Im s 90 Kanal s Kanal Aufweitung Korn Form Aufweitung Korn Form A Kanal k homogen A Kanal k homogen 80 Aufweitung km homogen f LS Aufweitung k homogen Aufweitung Korn mit f lt 1 70 60 50 l i i i i 50 60 70 80 90 50 60 70 80 90 Kay m s key M s Abb 5 10 1D Normalabflussberechnung im Kanal und der Aufweitung mit homogen und heterogen verteilter Rauheit und Ber cksichtigung von Korn und Formrauheit links sowie f r unterschiedliche Formrauheitskorrekturen foe zur Ber cksichtigung von Formrauheit in der Aufweitung rechts Es stellt sich die Frage welche der Kornr
263. rosion oder Auflandung auftreten Ge schiebetransport findet nur in den Sohlenbereichen statt B schung und Vorl nder sind berstr mbar nicht aber erodierbar Das Geschiebe wird mit einem Einkornmaterial mit d 24 mm modelliert Die brigen Kenngr ssen werden ebenfalls aus der Kalibrierung und Validierung der Thur ber nommen Tab 7 3 Tab 7 3 Aus der Thur Validierung bernommene Parameter kstp kst w Sor d to Oor m s m s mm l z Kanal 36 36 1 0 0 05 Aufweitung 32 5 36 0 85 0 0 04 Der Ablauf der Modellierungen gliedert sich in eine Einschwemmphase und eine daran anschliessende Prognosemodellierung Die Einschwemmphase geht ber einen Ab flusszyklus mit nur der einen unteren Aufweitung F r die darauffolgende Prognose modellierung wird z B eine zweite obere Aufweitung eingebaut und mit weiteren Abflusszyklen belastet 177 7 Praxisbezogene Fragestellungen 7 3 Entwicklung des L ngsprofils Mit dem Referenzmodell A Abschnitt 7 2 1 werden die grunds tzlichen Prozesse wie sie in Abschn 2 3 3 beschrieben worden sind best tigt Abb 7 6 Ausgehend von einer ebenen Sohle erodiert die Sohle oberhalb der Aufweitung aufgrund einer tempor ren Senkkurve und entsprechenden Beschleunigung auf die Erweiterung zu Kolkow vgl Definitionsskizze in Abb 7 7 Unterhalb der Aufweitung erodiert die Sohle deutlich tiefer aufgrund des Geschiebedefizit
264. rschnitten wird die Profilrelation zur entscheidenden Gr sse Um mit beiden Modellen berein stimmende Resultate zu erzielen muss der Effekt der Profilrelation gleichermassen in die Modellierung einfliessen Das verwendete 1D Modell basiert auf einem Kr ftegleichgewicht in Fliessrichtung und gewichtet die B schungs und Sohlenreibung innerhalb eines Querschnitts entsprechend der Profilrelation Das verwendete 2D Modell basiert auf Gitterzellen wobei in jeder Zelle die Massen und Impulsbedingungen in axialer und lateraler Richtung gel st werden Darin fehlen die bergeordneten Informationen ber die Kanalgeometrie Die B schungsreibung beeinflusst die Str mung innerhalb des Hauptgerinnes nur ber numerische Diffusion falls ohne Turbulenzmodell modelliert wird Mit Turbulenzmodell kann der Effekt der B schungsreibung besser ber cksichtigt werden BERCHTOLD ET AL 2014a und 2014b Im vorliegenden Kapitel werden folgende Themenschwerpunkte diskutiert e Mit Definitionsskizzen und einer Beispielmodellierung werden die wichtigsten Gr ssen und Parameter dieses Kapitels eingef hrt Abschnitt 4 2 e Die Sohlschubspannungsberechnung des verwendeten 1D Modells wird mit g ngigen Approximationen aus der Literatur verglichen Abschnitt 4 3 e Das verwendete 2D Modell wird mit experimentellen Untersuchungen von YUEN 1989 in einer Trapez Laborrinne verglichen Abschnitt 4 4 e Anhand einfacher kompakter Trapez und Rechte
265. rten Mehrkorntransport erweitert werden BEZZOLA 2013 Grunds tzlich wird anteilm ssig die spezifische Transportrate gs f r den repr sentativen Korndurchmesser dy jeder einzelnen Kornfraktion i analog zur MPM Formel Gleichung 2 10 berechnet und zum gesamten Geschiebetransport Os aufsummiert Zus tzlich wird die kritische dimen sionslose Sohlschubspannung f r jede Kornfraktion i mit einem Korrekturfaktor korrigiert Gleichung 2 13 Die Mobilit t der feineren Kornfraktionen wird dadurch verkleinert die Mobilit t der gr beren Kornfraktionen vergr ssert So wird ber cksich tigt dass bei Mehrkorntransport feinere K rner im Str mungsschatten gr sserer K rner gesch tzt liegen und dass gr bere K rner exponierter und damit mobiler sind als feine re K rner 21 2 Grundlagen 1 5 k dsi ai R S T Oi s 1 du 9 2 13 S Pe Str wobei Oori Gi Fer 2 14 mit 2 15 1 log 19 log 19d d dai d 20 4 d i d dail da lt 0 4 Mehrkorn Geschiebetransport nach HUNZIKER 1995 F r Geschiebetransport von Korngemischen schl gt HUNZIKER 1995 eine fraktionierte Transportformel mit integrierter Hiding Funktion zur Ber cksichtigung der Interaktio nen unterschiedlicher Kornfraktionen vor HUNZIKER UND J GGI 2002 Die dimensi onslose Geschiebetransportrate wird zu f5 le Bins O eiiis yy 2 16 mit d 1 3 Oams 0 ta 2 17 wobei der Gewichtsanteil
266. s Strickler Beiwert m s von R und dem Energieliniengef lle S Der Strickler Beiwert kst ist der reziproke Werte des ebenfalls weit verbreiteten Manning Koeffizienten n d h kst 1 n F r die G ltigkeit dieses Ansatzes sind voll turbulente hydraulisch raue Abflussbedin gungen anzunehmen Im Fall von Normalabfluss kann Sp durch das Sohlengef lle J ersetzt werden Der Strickler Beiwert kann entweder ber Tabellenwerke z B WALLISCH 1990 oder im Sohlenbereich mit Hilfe einer Proportionalit tskonstante ber eine massgebende 2 2 Gerinnestr mung Korngr sse des anstehenden Rauheitsmaterials z B Flusssohle bestimmt werden Die durch Strickler empfohlene Relation lautet _ 21 1 ky 2 7 S Jda 2 7 F r kompakte Gerinne mit unterschiedlich ber den Querschnitt verteilter Rauheit engl composite channel wird f r die hydraulische Berechnung ein mittlerer Strickler Beiwert ks m bestimmt Dazu gibt es viele verschiedene Ans tze die meist von der Unterteilung des Fliessquerschnitts in Teilfl chen ausgehen YEN 2002 macht eine umfangreiche Auflistung diverser Ans tze wovon einzelne von DJAJADI 2009 mittels Laborversuchen verglichen wurden In der vorliegenden Arbeit wird ausschliesslich der weit verbreitete Ansatz von HORTON 1933 und EINSTEIN 1934 nach Gleichung 2 8 verwendet Es wird davon ausgegangen dass alle Teilfl chen mit gleicher Fliessge schwindigkeit durchstr mt werden und ber die
267. s welches durch Ablagerungen in der Aufweitung zustande kommt Kolkuw Die Ablagerungen in der Aufweitung wachsen zu einem Versatz AH an und schreiten stromabw rts fort bis die Verengung erreicht wird und Material auch wieder ins Unterwasser ausgetragen wird Dann verf llt sich der tiefe Kolk unterhalb der Aufweitung langsam wieder und die Sohle unterhalb der Aufwei tung erreicht die urspr ngliche Ausgangssohle Mit Kolk sind in diesem Kapitel nicht lokale Kolkl cher im Sinne von lokaler Erosion z B zwischen B nken gemeint son dern Erosionen im mittleren L ngsprofil die in L ngsrichtung auf einige Querprofile beschr nkt sind Ausdehnung von ungef hr 50 bis 200 m Infolge der Vergr sserung des L ngsgef lles in der Aufweitung wird die Sohle im Oberwasser angehoben und kommt ber die urspr ngliche Ausgangssohle zu liegen Azp ce a Ausgangssohle t 20h t 50h t 4d t 13d t 115d Gleichgewicht 1000 0 1000 x m Abb 7 6 Entwicklungsschritte der mittlere Sohle im L ngsprofile aufgrund einer lokalen Aufweitung abge ndert nach SAMELI 2012 178 7 4 Gleichgewichtszustand in Abh ngigkeit diverser Grundgr ssen Gleichgewichtszustand Zwischenzustand Ausgangssohle Abb 7 7 Definitionsskizze mit charakteristischen Gr ssen zur Beschreibung des mittleren Sohlenl ngsprofils abge ndert nach SAMELI 2012 7 4 Gleichgewichtszustand in Abh ngigkeit diverser Grundgr sse
268. s auf die Hyd raulik entsprechend geringer Die beiden Kurven unterscheiden sich aber auch bez g lich Sohlenrauheit Die Aufweitungs Kurve gibt eine gr ssere Sohlenrauheit vor als die Kanal Kurve Der Grund daf r ist dass die Strickler Sohlenrauheit sowohl Korn als auch Formrauheit beinhaltet und letztere haupts chlich in der Aufweitung auftritt Es gibt viele Kombinationen von Strickler Beiwerten im Kanal und der Aufweitung um die Hydraulik aus den Laborversuchen abzubilden Ziel aber muss es sein durch gewis se Einschr nkungen eine richtige Kombination zu finden die die Bedingungen in den Teilbereichen verkn pft und im ganzen System g ltig ist Folgende Einschr nkungen sollen gelten a Einheitliche Wandrauheit Da in den Laborversuchen die Wandbeschaffen heit im Kanal und in der Aufweitung gleich ist soll auch im numerischen Modell f r die Wand ein einheitlicher Strickler Beiwert eingesetzt werden b Einheitliche Kornrauheit Da die Kornzusammensetzung im Kanal und der Aufweitung im Gleichgewichtszustand als gleich angenommen wird soll auch im numerischen Modell im ganzen Gebiet eine einheitliche Kornrauheit eingesetzt werden c Ber cksichtigung von Formrauheit in der Aufweitung Unterteilung der Soh lenrauheit in der Aufweitung in Form und Kornrauheit mit Hilfe des Reduk tionsbeiwerts for Durch die Einschr nkung c resultieren f r f lt 1 nach Abzug der Formrauheit neue Beziehungen die lediglich die Ko
269. se oder aufgrund unterschiedlicher Profilrelationen z B Kanal Aufweitung evaluiert so f hren die gew hlten Rauheiten nicht nur zu einer korrekten Hydraulik sondern auch zu einer korrekteren Sohlschubspannung und entsprechend zu plausiblen Geschiebetrans portkapazit ten Die Rauheitskoeffizienten der Sohle und Wand werden in der numerischen Modellie rung als Kalibrierungsgr sse verwendet Ein Vergleich der gew hlten Rauheitskoeffi zienten aus beiden Kalibrierungsmethoden mit den Absch tzungen aus den Laborversu chen zeigt eine gute bereinstimmung W hrend die Kornrauheiten im numerischen Modell zu 61 m s lt ksi lt 68 m s bestimmt wurden liegen die Absch tzungen bei ZARN 1997 f r das gleiche verwendete Material ausgehend von ds je nach Abflussbe rechnungsmethode zwischen 59 m s und 73 m s Der Strickler Beiwert f r die Wand wurde im numerischen Modell zu 59 m s lt kst lt 68 4 m s bestimmt Im Labor wurde die Wandrauheit aufgrund der K rnung zu 59 m s bestimmt sp ter aber aufgrund der hydraulischen Resultate auf 64 m s korrigiert ZARN 1997 Die breiten Streubereiche verdeutlichen dass im Labor und entsprechend auch in der Natur keine eindeutige Bestimmung der Rauheit vorgenommen werden kann Das begr ndet und 125 5 Simulation Aufweitung Laborversuch rechtfertigt zugleich die Methodik die Strickler Beiwerte im numerischen Modell als Kalibrierungsgr ssen zu betrachten statt direkt von der
270. sneigung wird anhand der Variante Kapazitat mit h 3m ausgehend vom Referenzfall f r drei unterschiedliche B schungswinkel a 45 30 15 dargestellt F r die 2D Simulation sind die laterale Verteilung von u und n f r die unterschiedlichen B schungswinkel gegen bergestellt einmal f r homogen verteilte Rauheit Abb 4 21 und einmal f r heterogen verteilte Rauheit mit rauer B schung Abb 4 22 In den f r Geschiebetransport wirksamen Zellen f hrt eine flachere B 82 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze schung zu einer Zunahme von u und r Der Einfluss der B schungsneigung auf die Sohlschubspannung im 2D Modell ist bei homogener Rauheit gering bei rauer B schung kaum erkennbar Abb 4 23 verdeutlicht den geringen Einfluss von a auf die Geschiebetransportkapazit t Im Vergleich zu a 45 nimmt die Geschiebetransportka pazit t mit flacherem Winkel um weniger als 3 zu Im 1D Modell nimmt die Geschie betransportkapazit t im homogenen Fall um bis zu 11 und mit rauer B schung um bis zu 27 ab Ein Vergleich mit der Literatur zeigt dass in diesem Fall der Einfluss der B schungs neigung durch die 2D Modellierung besser wiedergegeben wird als durch die 1D Modellierung ANSARI 2011 konnte mit seinen numerischen Modellierungen zeigen dass f r ein bestimmtes b h Verhaltnis mit abnehmendem a die mittleren Sohl schubspannungen zunehmen Diese Tendenz ist deutlich f r kompakte Kan le nimmt aber mi
271. stem mit den Flussabschnitten ober und unterstrom der eigentlichen Aufwei tung betrachtet und weil bez glich Geschiebeaufkommen unterschiedliche Szenarien modelliert werden sollten Somit ist es naheliegend f r die Untersuchung der berge ordneten Auswirkungen von lokalen Aufweitungsmassnahmen auf die numerische Modellierung zu setzen Dennoch ist die Zeit der physikalischen Modellversuche im Labor noch lange nicht vorbei Oft werden Versuchsingenieure im Labor vor die Frage gestellt weshalb heute nach wie vor Laborversuche notwendig sind wenn doch mit Computern alles gerechnet werden kann Eine Antwort darauf gibt unter anderem KNIGHT 2013 die sich in zwei 1 Einleitung Hauptpunkte zusammenfassen l sst Einerseits erlauben nur Laborversuche einen detail lierten Einblick in komplexe Str mungsvorg nge unter kontrollierten Bedingungen und erm glichen die Entwicklung und Validierung von theoretischen Zusammenh ngen und numerischen Modellen Andererseits basieren fast alle die Str mung beschreibenden empirischen Zusammenh nge auf systematischen Laboruntersuchungen die unter kon trollierten und vereinfachten Bedingungen durchgef hrt wurden Solange also in der numerischen Modellierung empirische Zusammenh nge verwendet werden und solange sich die numerischen Modelle in Entwicklung befinden muss zur Entwicklung der empirischen Zusammenh nge und zur Validierung der Modelle auf zuverl ssige Da tens tze aus Laborversuchen z
272. sverst ndnis und quantitative Beschreibung Mitteilungen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 210 ETH Z rich REQUENA P MINOR H E 2008 Wirksamkeit von Flussaufweitungen Neue Er kenntnisse Wasser Energie Luft 4 311 316 REQUENA P BEZZOLA G R MINOR H E 2005 Aufweitungen in erodierenden Fl ssen Wasser Energie Luft 7 8 183 189 RICKENMANN D TUROWSKI J M FRITSCHI B KLAIBER A LUDWIG A 2012 Improved sediment transport measurements in the Erlenbach stream including a moving basket system Earth Surface Processes and Landforms 37 1000 1011 DOI 10 1002 esp 3225 ROHDE S 2005 Flussaufweitungen lohnen sich Ergebnisse aus einer Erfolgskontrol le aus kologischer Sicht Wasser Energie Luft 3 4 105 111 RIBBERINK J S 1987 Mathematical modelling of one dimensional morphological changes in rivers with non uniform sediment Ph D thesis Delft Univ Delft Netherlands Ropi W 1984 Turbulence Models and their Application in Hydraulics Habilita tionsschrift Institut f r Hydromechanik der Universit t Karlsruhe SAMELI S 2012 Numerische 1D Modellierung der Geschiebeablagerungen in einer Aufweitung Masterarbeit Professur f r Wasserbau ETH Z rich unver ffent licht 219 Literaturverzeichnis SCH LCHLI U 2005 Mathematische Modellierung des Geschiebehaushalts der Thur und des Sitter Unterlaufs Mitteilungen der Versuchsa
273. t muss ganzheitlich begutachtet und interpretiert werden 800 372 g 5 600 E O N 400 200 371 ad il i Mi m IN 120 140 160 180 200 220 t Tage A Vermessung mittlere Sohle 2005 2007 2009 Abb 6 19 Kote der mittleren modellierten Sohlenlage bei km 20 0 in Funktion der Zeit und Abflussganglinie f r einen ausgew hlten Zeitabschnitt Modellierung mit Mehrkorn Die Zusammensetzung des transportierten Geschiebes und der anstehenden Sohle in der Natur ist sehr heterogen sie variiert entlang der Flussachse sie variiert innerhalb eines Querschnitts sowohl lateral als auch vertikal sie variiert ber die Zeit sowohl im mehr j hrigen Zeitraum betrachtet als auch w hrend eines einzelnen Hochwasserereignisses und sie unterscheidet sich stark zwischen dem laufenden Geschiebe und dem anstehen den Untergrundmaterial Mit Mehrkornmodellierungen wird versucht Teilaspekten dieser Variabilit t Rechnung zu tragen Korngemische werden in eine bestimmte An zahl Kornfraktionen eingeteilt F r das am Rand eingetragene laufende Geschiebe und das anstehende Untergrundmaterial sowie f r unterschiedliche Schichten des Unter grundmaterial k nnen unterschiedliche Mischungen verwendet werden Zudem wird mit Hilfe der Hiding Funktion die gegenseitige Beeinflussung der unterschiedlichen Korn fraktionen ber cksichtigt Die M glichkeiten sind vielf ltig und lassen sich f r einfache Bedingungen mit Laborversuchen auch berpr fen F r die
274. t experimentellen Daten schubspannungen h tte eine verringerte B schungsrauheit hingegen schon Ein konti nuierlicher Verlauf wie er durch die Einstein Approximation gegeben ist ist physika lisch plausibler 100 Messungen Al Hamid 1991 gt Approx Einstein P P 3 5 75 Knight et al 1992 P P 3 5 x Approx Einstein P P 0 9 Knight et al 1992 P P 0 9 50 bei 25 Bereich nat rlicher Rauheitsverh ltnisse 0 Abb 4 7 Vergleich der Einstein und Knight Approximation in Abh ngigkeit der Stricklerverh ltnisse f r Pp Py 3 5 und 0 9 Zus tzlich sind Al Hamid s Versuche und der Bereich nat rlicher Rauheitsverh ltnisse markiert Die Vergleiche von unterschiedlichen Approximationen gestalten sich schwierig da nur wenige Datens tze zu vollst ndig rauen Verh ltnissen mit gr sserer B schungsrauheit als Sohlenrauheit vorhanden sind Zudem ist ein Vergleich zwischen Strickler Beiwerten und quivalenten Sandrauheiten immer von Unsicherheiten gepr gt Die diskutierten Vergleiche zeigen dass grunds tzlich mit der Einstein Approximation die mittleren Sohlschubspannungen gut abgesch tzt werden In kompakten Profilen bei homogen verteilter Rauheit wird SF geringf gig untersch tzt 4 4 Vergleich des 2D Reibungsansatzes mit experimentellen Daten YUEN 1989 hat in Trapezprofilen homogener Rauheit f r diverse Profilrelationen und Fr Zahlen bei Normalabfluss im Labor Messungen zur Sohlsc
275. t fr 5 um 16 Prozentpunkte auf 65 Ohne Turbulenzmodell hingegen wirkt sich eine Ver nderung der B schungsrauheit ber haupt nicht auf SF aus 80 4 5 Sensitivit t der 1D und 2D Reibungsans tze 100 SF N oa l l a E E ee 25 0 0 2 4 f 6 1D 2D 0 k 20m s e k 20 mis 0 k 30 m s k 30 m s o ok 40m s k 40 m s Abb 4 18 Einfluss von fr auf die Abflusstiefe links und SF rechts im Vergleich zu den Resultaten aus dem 1 D Modell Mit dem Turbulenzmodell wird eine laterale Variabilit t der Sohlschubspannung er zeugt wie sie auch in Laborversuchen und Naturmessungen zu beobachten ist Auch im B schungsbereich stimmt die B schungsschubspannungsverteilung besser mit Angaben aus der Literatur berein falls mit Turbulenzmodell gerechnet wird Mit dem Kalibrie rungsfaktor fr wird der B schungsreibungseffekt verst rkt und somit auch die Unter schiede infolge verschiedener B schungsrauheiten verdeutlicht Mit dem Turbulenzmo dell und erh htem fr werden die Differenzen zum 1D Modell reduziert Abb 4 19 Mit fr 44 stimmt h mit dem 1D Resultat f r den Referenzfall ks ks w 30 m s exakt berein h 3m Aus dem Vergleich mit Geschwindigkeits und Sohl schubspannungsverteilungen im Labor in Abschnitt 4 4 resultieren gute Ergebnisse mit fr 5 und gleichzeitiger Korrektur der B schungsrauheit Es stellt sich deshalb die Frage ob eine beliebige Erh hung von fr
276. t zunehmendem b h Verh ltnis bei breiten Profilen ab In jedem Fall aber nimmt die mittlere Sohlschubspannung mit flacherer B schung zu Das 1D Modell reagiert genau umgekehrt und gibt f r geringere B schungsneigungen auch geringere Sohl schubspannungen resp Geschiebetransportkapazit ten aus _ 4 160 W m 2 aes 120 amp 2 80 1 7 a 20 40 t a 30 0 0 Abb 4 21 Einfluss der Boschungsneigung auf die laterale Verteilung von u und r bei homogen verteilter Rauheit 83 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung un 160 _ 2 N 3 120 80 1 a 20 40 t a 30 ae 0 Abb 4 22 Einfluss der Boschungsneigung auf die laterale Verteilung von u und r bei heterogen verteilter Rauheit mit rauerer Boschung als Sohle d h kstw 20 m s 600 oD 2 oF 400 1D k 30 m s a 1D k 20 m s O 2D k 30 m s 200 A 2D k 20 m s 0 10 20 30 40 50 Abb 4 23 Einfluss der B schungsneigung auf die Geschiebetransportkapazitat im 1D und 2D Modell je f r unterschiedliche B schungsrauheiten Einfluss Breitenverh ltnis F r die Variante Kapazit t wurde ausgehend vom Referenzfall die Sohlenbreiten auf b 30 und 45 m verbreitert Dadurch nderte sich auch das b h Verh ltnis Abb 4 24 zeigt f r diverse Sohlenbreiten die laterale Verteilung von u und z In Gerinnemitte wird jeweils ein Maximum erreicht Bei sehr breitem Gerinne bleibt der maxi
277. tegs 21 4 bis 20 0 Oberwasserkanal 20 0 bis 19 0 Obere Aufweitung 19 0 Engstelle 19 0 bis 18 2 Untere Aufweitung 18 2 bis 17 7 Unterwasserkanal 17 650 Z rcher Schwelle Kronen Kote 368 48 m M Datens tze Topographie Da die Thur mehrere Kantone durchfliesst liegen unterschiedliche Kilometrierungen vor Einfachheitshalber wird in dieser Arbeit nur die z rcherische Kilometrierung ver wendet und in den Kanton Thurgau fortgef hrt F r die Umrechnung der Kilometeran gaben des Kantons Thurgau km TG in die Kilometerangaben des Kanton Z rich km ZH m ssen deshalb jeweils 17 076 km addiert werden Die Z rcher Kilometrierung beginnt mit km 0 bei der Thurm ndung in den Rhein und verl uft flussaufw rts Die Baut tigkeiten im Zusammenhang mit der Aufweitung Altikon sind in verschiede nen Etappen erfolgt Die wichtigsten baulichen Massnahmen sind im Zeitachsendia gramm vermerkt Abb 6 3 Die verwendeten Topographievermessungen sind in Tab 6 3 aufgelistet 131 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur Tab 6 3 berblick ber die verwendeten Topographievermessungen Jahr Aufnahmedatum 1978 26 Oktober 1989 07 September 2002 September 2005 15 September 2007 11 September 2009 01 September 2011 16 Februar Hydrologie Station Andelfingen Nr 2044 Die Abflussaufzeichnung erfolgt in der Messstation Andelfingen Nr 2044 Zwischen der Messstation Andelf
278. tehen SEO QO Z FOO Abb 2 2 Schematische Darstellung der Sekund rstr mungszellen in einem Rechteck profil f r a glatte Oberfl che b rauer Kanal c raue Sohle glatte Wand und d raue Wand mit glatter Sohle Abgeleitet aus den Ergebnissen von TOMINAGA ET AL 1989 Entsprechend der geringen Querstr mungsgeschwindigkeit ist der Einfluss der Sekun d rstr mung auf die mittlere Geschwindigkeitsverteilung in Hauptfliessrichtung gering Die lokale Abweichung gegen ber der mittleren Fliessgeschwindigkeit betr gt 10 bis 15 Der Schwankungsbereich der lokalen Sohlschubspannung ber den Querschnitt liegt in der Gr ssenordnung von 20 bis 30 der mittleren Sohlschubspannung Tm BLANCKAERTET AL 2010 2 2 Gerinnestr mung Gem ss OMRAN amp KNIGHT 2010 ist der Einfluss der Sekund rstr mung auf die mittle re Sohlschubspannung nur in kompakten Gerinnen mit b h lt 8 relevant b Sohlenbreite h Abflusstiefe In breiteren Querprofilen ist er verschwindend klein Zu diesem Ergebnis sind die Autoren aufgrund von Nachrechnung der experimen tellen Versuche aus vier unterschiedlichen Laborkan len gekommen Sie verwendeten dazu zwei unterschiedliche Berechnungsmethoden eine eindimensionale Standardbe rechnung ohne Ber cksichtigung von Turbulenz und Sekund rstr mung und die Shiono Knight Methode mit zus tzlichen Turbulenz und Sekund rstr mungstermen SHIONO amp KNIGHT 1988 1991 KNIGHT amp SHIONO 1990 Der Vergleich
279. ten Die unterschiedlichen Approximationen zur Bestimmung der Randschubspannungsver teilung aus Abschnitt 2 2 5 werden gegen bergestellt und mit experimentellen Daten verglichen Dies sind die Einstein Approximation die als Grundlage im BM 1D Modell implementiert ist die Approximation von GUO amp JULIEN 2005 mit und ohne Beriick sichtigung von Sekund rstr mung und die Approximation von KNIGHT ET AL 1992 W hrend im verwendeten numerischen 1D Modell resp im Einstein Ansatz so wie auch in der Ingenieurpraxis oft mit den Reibungsgesetzen nach Strickler oder Manning gerechnet wird sind die Rauheiten in Laborversuchen und auch in den anderen beiden Approximationen mit Hilfe von k Werten nach Nikuradse angegeben Die unterschied lichen Rauheitsangaben werden hier jeweils mit Gleichung 2 9 umgerechnet Wird das Beispiel aus Abschnitt 4 2 mit der Einstein Approximation auf beliebige Profilrelationen erweitert und zus tzlich zur homogenen Rauheit die B schungsrauheit gegen ber der Sohlenrauheit um Aks 10 m s erh ht bzw verringert so ergeben sich f r SF in Funktion von P Py die Zusammenh nge in Abb 4 4 Dieser Zusammen hang ist bei Normalabfluss g ltig unabh ngig von der B schungsneigung der Abfluss tiefe der Sohlenbreite oder des Strickler Beiwerts Entscheidend ist lediglich die Profil 66 4 3 Vergleich des 1D Reibungsansatzes mit experimentellen Daten relation und die Differenz zum homogenen Strickler
280. tens nicht vorliegen Alternativ kann das 2D Modell mit Turbu lenzmodell auch anhand eines kalibrierten 1D Modells kalibriert werden Dann aller dings wird nicht die Turbulenzintensit t an sich kalibriert sondern nur deren Wirkung zur Ber cksichtigung der Wandreibung als pauschaler zus tzlicher Reibungsverlust Der Einsatz eines 2D Modells und der Aufwand f r die Kalibrierung ist grunds tzlich nur dann gerechtfertigt wenn effektiv zweidimensionale Effekte im Fokus der Untersu chung stehen die mit einem 1D Modell nicht untersucht werden k nnen Dies k nnen z B grossfl chige Hochwasser berflutungen morphologische Strukturen infolge lateraler Str mung verzweigte Morphologien oder hnliches sein Ein sinnvoller Ein satz des 2D Modells liegt in der Kombination mit einem 1D Modell als sogenanntes gekoppeltes Modell W hrend die bergeordneten grossskaligen Bereiche des Perime ters mit einem 1D Modell abgebildet werden werden die lokalen 2D Ph nomene oder berflutungsgebiete als Erg nzung mit einem 2D Modell modelliert Dann ist von besonderer Bedeutung dass die Reibungsans tze in beiden Modellen korrekt und robust sind f r instation re Bedingungen und unterschiedliche Profilrelationen F r Progno sesimulationen der Auswirkungen einer geplanten Aufweitung auf das mittlere L ngs profil eignet sich eine 1D Modellierung Eine sorgf ltige Kalibrierung der Rauheitsko effizienten von Sohle und B schung bildet die Grundlage f r
281. terscheidet sich nach mehreren Abflusszyklen kaum mehr Die L ngsprofile gleichen sich auch im Bereich der Aufweitungen an und streben einem dynamischen Gleichgewicht zu Ausgangstopo Teilaushub Ausgangstopo Vollaushub Teilaushub Vollaushub 25 24 23 22 21 20 19 18 x km 17 Abb 7 31 Verlauf der mittleren Sohlenlage mit Teil und Vollaushub kurz vor dem ersten Hochwasserereignis 2002 200 7 10 Teilaushub statt Vollaushub der Aufweitung Ausgangstopo Teilaushub Ausgangstopo Vollaushub Teilaushub Vollaushub 25 24 23 22 21 20 19 18 x km 17 Qlm s gt co 8 8 S Abb 7 32 Verlauf der mittleren Sohlenlage mit Teil und Vollaushub kurz nach dem ersten Hochwasserereignis 2002 eee Ausgangstopo Teilaushub Ausgangstopo Vollaushub 375 Teilaushub Vollaushub N 370 365 25 24 23 22 21 20 19 18 x km 17 800 2 E 400 O o Abb 7 33 Verlauf der mittleren Sohlenlage mit Teil und Vollaushub w hrend eines weiteren Hochwasserereignisses 2005 Ausgangstopo Teilaushub Ausgangstopo Vollaushub Teilaushub Vollaushub Abb 7 34 Verlauf der mittleren Sohlenlage mit Teil und Vollaushub am Ende des Abflusszyklus 201 7 Praxisbezogene Fragestellungen 7 11 Fazit Die systematische Parametervariation hat gezeigt dass die Versatzh he mit gr sserem Breitenverh ltnis ba bx und gr sserem Abfluss Q zunimmt der Korndurchmesser d hat einen nur geringe
282. tion aus Ufer und Sohlenrauheit die f r beide Abflusszust nde zum korrekten Wasserspiegel f hrt l sst sich mit dem Schnittpunkt beider Kurven finden Dieser ergibt eine raue B schung mit kstw 25 m s und eine weniger raue Sohle mit kst 35 m s 2 Hochwasser E Niedrigwasser gr Kam 30 m s A ky 32 1 m s 40 j _ ha o Messpunkte 20 0 100 200 300 Q m s 20 25 30 40 Key m s Abb 5 1 Links Rekonstruktion der h O Beziehung f r ein fiktives Flussquerprofil ausgehend von zwei Datens tzen Hoch und Niedrigwasser Rechts m g liche Rauheitskombinationen B schung Sohle f r das Hoch und Niedrig wasser Das oben beschriebene Vorgehen f hrt zu einem zuverl ssigen Modell da der Einfluss der unterschiedlichen Rauheiten von B schung und Sohle im richtigen Verh ltnis be r cksichtigt wird so dass die Hydraulik und die Sohlschubspannungen unabh ngig von der Profilrelation korrekt abgebildet werden Somit k nnen mit den kalibrierten Rauhei ten auch f r Abfl sse die innerhalb des Abflussspektrums zwischen den Kalibrierungs abfl ssen liegen die Hydraulik und die Sohlschubspannungen gut modelliert werden Das Modell erweist sich als robust und eignet sich auch f r variierende Profilrelationen aufgrund von z B instation rem Abfluss und oder ndernder Gerinnebreite vgl Ab schnitt Turbulenzmodell mit gleichzeitiger Korrektur der B schungsrauheit Seite 86 Auch Abfl sse ausserhalb
283. tionen mit bekannten Abfl ssen Die erhaltenen Rauheitskoeffizienten sollten in jedem Fall mit den in Natur vorhandenen Oberfl chenbeschaffenheiten verglichen werden Liegt eine sorgf ltige hydraulische Kalibrierung zugrunde k nnen die Auswirkungen einer loka len Flussaufweitung auf das mittlere L ngsprofil in einem bestehenden Kanal sowohl mit einem 1D als auch mit einem 2D Modell zuverl ssig prognostiziert werden In jedem Fall ist f r eine zuverl ssige Prognosemodellierung eine gute Kalibrierung notwendig Werden ausgehend von einem bestehenden Kanal die Auswirkungen einer Aufweitung modelliert bestehen Unsicherheiten betreffend der Transportkapazit t und folglich der L ngsprofilentwicklung in der Aufweitung Letztere ist entscheidend f r die Lage der Sohle im Oberwasserkanal Deshalb sollten mit einer sorgf ltigen Sensitivi t tsanalyse die Unsicherheiten in die Prognose miteinbezogen werden Dazu kann auch die Betrachtung unterschiedlicher Transportans tze f r breite Gerinne geh ren wie z B nach Zarn 1997 oder Marti 2006 Werden ausgehend von einer bestehenden Aufweitung die Auswirkungen von z B ndernden Rahmenbedingungen prognosti ziert k nnen die Unsicherheiten reduziert werden falls die bisherige Sohlen entwicklung in der Aufweitung f r die Modellkalibrierung miteinbezogen werden kann Im Rahmen der verbleibenden Unsicherheiten k nnen mit einem kalibrierten 1D und 2D Modell konkrete Aussagen zu den Auswirkung
284. tiver Korndurchmesser der Kornfraktion i dm Charakteristischer Korndurchmesser der Unterschicht dms Charakteristischer Korndurchmesser der Austauschschicht 6 ams Transportwirksame dimensionslose Schubspannung bezogen auf dms Gest tzt auf eine Regressionsanalyse schl gt HUNZIKER 1995 1 5 vor 3 1 3 Verwendete Randbedingungen Am oberen Rand k nnen f r die Hydraulik eine Abflussganglinie und f r den Geschie betransport eine Geschiebeganglinie vorgegeben werden Die Fliessgeschwindigkeit und Transportkapazit t im ersten Querprofil f r den momentanen Zufluss wird aufgrund des Wasserspiegels aus dem vorangehenden Zeitschritt und mittels Kontinuit tsbedin gung bestimmt Liegen im vorangehenden Zeitschritt schiessende Abflussbedingungen oder gar keine Abflusstiefe vor so wird diese mit Hilfe eines vorgegebenen Randgef l les und einer Normalabflussberechnung iterativ bestimmt Am unteren Rand wird f r die Hydraulik die Normalabfluss Randbedingung eingesetzt h O Randbedingung F r die Abflusstiefe am unteren Rand wird mit dem lokalen Sohlengef lle oder einem vorgegebenen Randgef lle mittels Normalabflussberechnung die Abflusskapazit t berechnet Um keine gr sseren Randeffekte zu generieren Stau oder Senkkurve muss das Randgef lle sorgf ltig gew hlt werden Dieses weicht in den meisten F llen vom lokalen Sohlengef lle ab Der Wasserspiegel reagiert ausgespro chen sensitiv auf eine nderung des Randgef lles
285. treten der Gesetzes nderung werden die Kantone verpflichtet unter anderem notwendige Sanierungsmassnahmen zur Beseitigung von Beeintr chtigungen durch einen gest rten Geschiebehaushalt infolge Kiesentnahmen Flussverbauungen Geschie besammler und Wasserkraftwerken sowie Massnahmen zur Wiederherstellung der Fischg ngigkeit bei bestehenden wie auch projektierten Anlagen zu planen M gliche Massnahmen zur Reaktivierung des Geschiebehaushalts innerhalb des gesamten hydrologischen Einzugsgebiets gem ss Artikel 43a sind der R ckbau von Flussverbau ungen bzw Gew sserkorrektionen die Aufweitung oder Verbreiterung korrigierter Gew sser die Bewirtschaftung der Umbau oder die Aufhebung von Geschiebesamm lern die Kieszugabe an geeigneter Stelle sowie die Geschiebebewirtschaftung oder die Absenkung des Oberwasserspiegels bei Kraftwerken mit kurz bis mittelfristigem Wei tertransport von Geschiebe Mit dem revidierten Gew sserschutzgesetz das unter anderem eine Reaktivierung des Geschiebetriebs vorsieht sind s mtliche Aufweitungen tangiert auch solche die ur spr nglich nicht auf einen bestimmten Geschiebehaushalt ausgelegt wurden Und gera de dort ist es wichtig die Funktion der Aufweitung hinsichtlich eines angepassten Ge schiebehaushalts zu pr fen Die Auswirkungen von projektierten oder bereits bestehenden Aufweitungen in Labor versuchen zu untersuchen ist relativ aufwendig vor allem deshalb weil unbedingt das Gesamtsy
286. ts f hrt Es scheint dass die Geschiebetransportkapazit t in der Aufweitung untersch tzt oder die Geschiebezufuhr aus dem Oberwasser bersch tzt werde Ein m glicher Grund k nnte folgendes sein In der Natur bilden sich in der Aufweitung morphologische Strukturen aus die zu Abflusskonzentrationen f hren und entsprechend den Geschiebetransport beg nstigen Einerseits setzt der Transport bereits bei kleineren Abfl ssen ein andererseits ist die spezifische Transportkapazit t innerhalb eines kon zentrierteren Gerinnes gr sser die geschiebewirksame Breite aber kleiner Diese Pro zesse werden in einem 1D Modell nicht abgebildet Je nach Verh ltnis kann die totale Geschiebetransportkapazit t in einem Gerinne mit konzentrierten Teilabfl ssen h her ausfallen als mit idealisierter ebener Sohle In Anlehnung an das Ersatzgerinneverfahren nach ZARN 1997 soll die Geschiebe transportkapazit t in der Aufweitung verbessert werden ohne dabei die hydraulischen Randbedingungen z B Rauheiten zu ver ndern Das Ersatzgerinneverfahren nach 149 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur ZARN 1997 erm glicht eine Absch tzung der Abfluss und Geschiebetransportkapazi t t in Kiesfl ssen mit B nken indem einzelne Teilgerinne eines verzweigten Flusses zu einem rechteckigen Ersatzgerinne mit ebener Sohle zusammengefasst werden Gleich zeitig wird die transportwirksame dimensionslose Schubspannung 6 korrigiert Ver gr sserung des
287. ttellauf Wasserbauliche Mittei lungen 43 Technische Universit t Dresden ISBN 978 3 86780 160 7 GUO J JULIEN P Y 2005 Shear stress in smooth rectangular open channel flows J Hydr Eng 131 30 37 HORTON R E 1933 Separate roughness coefficients for channel bottoms and sides Eng News Rec 111 22 652 653 HUNZIKER R P 1995 Fraktionsweiser Geschiebetransport Mitteilungen der Ver suchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 138 D Vischer ed ETH Z rich HUNZIKER R 2012 Erfahrungen mit der Aufweitung von Fliessgew ssern in der Schweiz sterreichische Wasser und Abfallwirtschaft 64 379 388 HUNZIKER R P JAGGI M N R 2002 Grain Sorting Processes J Hydr Eng 128 12 1060 1068 HUNZINGER L M 1998 Flussaufweitungen Morphologie Geschiebehaushalt und Grunds tze zur Bemessung Mitteilungen der Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 159 H E Minor ed ETH Z rich HUNZINGER L M 2004 Flussaufweitungen M glichkeiten und Grenzen Wasser Energie Luft 9 10 243 249 IKEDA S 1982 Lateral Bed Load Transport on Side Slopes Journal ofthe Hydraulics Division ASCE 108 11 1369 1373 KEULEGAN G H 1938 Laws of turbulent flow in open channels Journal of Research ofthe National Bureau of Standards Vol 21 Research Paper 1151 707 741 KHIN N N T 1989 One dimensional morphological modelling of graded sediments
288. tungen und Deichr ckverlegungen auf Hochwasserab fl sse Wasserspiegellage und Ganglinienverlauf in der Aufweitung sowie ober und unterstrom davon wurden von GILLI 2010 mit numerischen station ren und instation ren Modellierungen untersucht Die Untersuchung beschr nkt sich auf rein hydraulische Prozesse ohne Geschiebetransport und auf Flachlandfl sse mit einem Gef lle von 0 01 Entsprechend erstrecken sich die untersuchten Aufweitungen ber mehrere 37 2 Grundlagen Kilometer Im Fall von Hochwasserganglinien konnte gezeigt werden dass die Aufwei tung im Unterwasser zu durchgehend kleineren Durchflussscheitel f hrt Entsprechend wird die Abflusstiefe im Unterwasser reduziert Gilli konnte auch zeigen dass eine Aufweitung bei steil ansteigenden Hochwasserganglinien die Abflussspitze st rker d mpfen und den Wasserspiegel mehr reduzieren kann als eine flache Hochwasserwel le In den meisten F llen eignet sich eine Aufweitung bei eingeschr nkten Platzverh lt nissen mit limitierter L nge und Breite hinsichtlich Hochwasserschutz nicht als wir kungsvoller Retentionsraum 2 3 3 Morphologische Prozesse Im Fall von Geschiebetransport ber eine bewegliche Sohle werden die morphologi schen Prozesse massgebend Diese entwickeln sich als Folge von ver nderten hydrauli schen Bedingungen und f hren zu ver nderten morphologischen Gegebenheiten Die Entwicklung der mittleren Sohlenlage in einer lokalen maschinell erstel
289. tzt und f r die Modellierung von Auflandungen ist der Hiding Ansatz weniger sinnvoll Die Reproduktion der physikalischen Prozesse in einem nat rlichen Gew sser ber mehrere Jahre mit gr sseren Hochwassern verlangt die Abbildung ganz unterschiedli cher Prozesse Bildung von Deckschicht Transport von laufendem Geschiebe ber eine intakte Deckschicht Aufreissen der Deckschicht Mobilisierung von Untergrundmateri al mit unterschiedlicher Kornverteilung Abpfl sterung etc All diese Prozesse ben ti gen unterschiedliche Modellans tze die nicht gleichzeitig in einem Modell anwendbar sind UMACH 2013 z B hat gezeigt dass f r Auflandungsprozesse die Anzahl der Kornfraktionen von geringerer Bedeutung ist als bei Erosionsprozessen Die Anwendung eines Mehrkornmodells mit fraktioniertem Transport erh ht den Kalib rierungsaufwand immens und ist nicht in jedem Fall zielf hrend Gemessen am zus tz lichen Aufwand ist eine Mehrkornmodellierung im ingenieurm ssigen Anwendungsbe reich in vielen F llen nicht gerechtfertigt insbesondere dann wenn der Geschiebeein trag am Modellrand vorgegeben wird Die Resultate k nnen in vielen F llen nur anhand des mittleren L ngsprofils der Sohle zu wenigen Zeitpunkten berpr ft werden Die Angaben zum Geschiebeeintrag am oberen Rand beschr nken sich meist auf Absch t zungen der ber mehrere Jahre gemittelten eingetragenen Geschiebetransportvolumina Die Zusammensetzung des am oberen Rand ei
290. uerprofile in Fliessrichtung liegen zwischen 0 025 und 0 2 m Im Bereich der Querschnittserweiterung wurde eine h here Aufl sung als in den brigen Bereichen gew hlt Das Rechengitter im 2D Modell be steht aus Dreieckzellen mit einer Gr sse von 0 1 x 0 05 m im Kanal und 0 05 x 0 05 m in der Querschnittserweiterung und in der Aufweitung Die hydraulische Randbedingung ist am oberen Rand durch eine Abflussganglinie am unteren Rand durch eine Normalabflussbedingung gegeben vgl Abschnitt 3 1 3 Die Randbedingung f r den Geschiebetransport am oberen Rand ist eine Geschiebegangli nie am unteren Rand wird je Zeitschritt s mtliches Material entnommen das in die letzte Rechenzelle eingetragen wird Um die mittleren L ngsprofile aus allen Modellversuchen trotz unterschiedlicher Koor dinatensysteme vergleichen zu k nnen sind sie auf einen Referenzpunkt bei x 0 z 0 bezogen Dieser Referenzpunkt liegt am Ende des Zulaufkanals und bildet den Fusspunkt des vertikalen Sohlenversatzes 109 5 Simulation Aufweitung Laborversuch 5 5 Kalibrierungsmethode 1 5 5 1 Hydraulik HY Diese Kalibrierungsmethode basiert auf einem vorgegebenen Strickler Beiwert der Wandrauheit der aus den Modellversuchen von HUNZINGER 1998 ermittelt wurde Die Wandrauheit wurde darin mit kstw 64 m s angegeben Eine Ver nderung der Strick ler Beiwerte der Sohle f r eine fixe Topographie f hrt zu unterschiedlichen Normalab flusstiefen vgl Abb 5 6 l
291. ufweitung wird die Geschiebetransportkapazit t verringert und das mittlere L ngsgef lle dadurch nur innerhalb der aufgeweiteten Strecke erh ht Abb 5 5 rechts Entsprechend lassen sich die L ngsgef lle in den beiden Bereichen mit zwei Kalibrierungsgr ssen steuern 110 5 5 Kalibrierungsmethode 1 bf 0 5 4 17 o 4 44 o 0 63 3 78 4 12 o 0 75 3 52 0 3 91 o 1 00 3 78 o 4 12 o 0 87 3 78 o 5 00 o 0 80 3 78 0 5 62 o 10 0 x m 10 10 0 x m 10 Abb 5 5 Links Einfluss der Kalibrierungsgr sse f auf das mittlere L ngsprofil in Kanal und Aufweitung Rechts Einfluss der Kalibrierungsgr sse fur auf das mittlere L ngsprofil in der Aufweitung 5 5 3 Geschiebetransport Mehrkorn MK F r die Kalibrierung der MPM H Transportformel nach HUNZIKER 1995 f r Mehr kornmischungen wird die Hiding Funktion von Bedeutung Die Wirkung der Hiding Funktion im numerischen Modell l sst sich ber die Kalibrierungsgr sse 6 steuern Gleichungen 3 12 und 3 13 Das Gleichgewichtsgef lle im Kanal und der Aufwei tung f r unterschiedliche f in Funktion von 6 ist f r die 1D Kalibrierung in Abb 5 6 rechts dargestellt Mit geringerem 6 nimmt das Gleichgewichtsgefalle tiberproportio nal zu wobei der Effekt in der Aufweitung deutlich gr sser ist als im Kanal Gerade diese unterschiedliche Wirkungsweise in Kanal und Aufweitung wird f r die Kalibrie rung des MK Modells genutzt fur wird a
292. uheit Eine weitere M glichkeit ist die Wandrauheit nur durch lokale Erh hung der wandna hen Sohlenrauheit zu ber cksichtigen Dadurch wird eine Art Ersatzreibung erzeugt Die folgende Zusammenstellung vergleicht f r die Variante Prognose mit vorgegebe nem Abfluss und Rauheit die unterschiedliche Wirkungsweise des Turbulenzmodells mit Wandreibungsansatz bew 3 m b 0 5m und mit Ersatzrauheit entlang der Randzellen by b 0 5 m Die Sohlenrauheit betr gt kst 30 m s und die Wand rauheit ks 20 m s F r die Randzellen die die Wandreibung im Fall ohne Wand 1 3 reibungsansatz ersetzen gilt ks p Rand 20 m s Die Fliessgeschwindigkeit im Randbereich wird in allen Fallen reduziert Abb 4 35 und Abb 4 36 Die laterale Verteilung der Fliessgeschwindigkeit nimmt mit dem Turbu lenzmodell einen stetigeren und dadurch realistischeren Verlauf ein Grunds tzlich aber sind die Fliessgeschwindigkeiten in Gerinnemitte maximal und nehmen gegen den Rand hin ab Die Verteilung der Sohlschubspannungen und damit die spezifischen Geschiebe transportkapazit ten verhalten sich unterschiedlich Abb 4 37 und Abb 4 38 Mit dem Wandreibungsansatz wird die spezifische Geschiebetransportkapazit t im Wandbereich analog zu den Fliessgeschwindigkeiten reduziert Der Geschiebetransport konzentriert sich auf die Gerinnemitte Ohne Wandreibungsansatz aber mit Erh hung der Rauheit in den Randzellen hingegen wird im Wandbereich die Fliessges
293. ung 2 20 F r Querschnitte mit uneinheitlicher Rauheit wird f r ks in Gleichung 3 6 die nach dem Horton Einstein Ansatz gemittelte Rauheit kgm gem ss Gleichung 2 8 verwen det Demzufolge wird f r die Bestimmung der Sohlschubspannung der hydraulische Sohlenradius R nach Gleichung 2 23 verwendet womit der Reibungswiderstandsko effizient f r die Sohle cm ist Gleichung 3 9 16 Ch Ku A 3 9 Daraus folgt die mittlere Sohlschubspannung tm nach Gleichung 2 24 50 3 1 1D Modell Mit dem Reibungsterm Sp in der Impulserhaltung werden im 1D Modell die Energiever luste pauschal ber cksichtigt d h Sohlen und B schungsreibung sowie innere Rei bung Folglich repr sentiert der Reibungswiderstandskoeffizient c nicht nur die Rei bungsverluste entlang der Berandung sondern auch innere Reibungsverluste infolge Turbulenz und s mtliche weitere auftretenden Energieverluste wie z B auch Sohlen und Bankformverluste als pauschale Reibungsparameter Die Bedeutung der Reibungs widerstandskoeffizienten unterscheidet sich vom 2D Modell welches auf der Basis von einzelnen Zellen aufgebaut ist und die inneren Reibungsverluste durch Turbulenz teilweise explizit ausweist MORVAN ET AL 2008 3 1 2 Geschiebetransport F r Einkorn Geschiebetransport wird die MPM Transportformel aus Gleichung 2 10 mit zwei zus tzlichen Kalibrierungsgr ssen fo und fof erg nzt und lautet 8 g 1 5 qs f en R S 9 s 1 d
294. ung gem ss Gleichung 2 2 und der explizit ausgegebenen Sohlschubkraft 7 bestimmt Analog zum Beispiel f r das 1D Modell wurden im 2D Modell f r ein Trapezprofil mit a 45 und ein Rechteckprofil die mittleren Randschubspannungen bestimmt Tab 4 3 Die Modellierung basierte auf den Randbedingungen aus Tab 4 2 Das Berech nungsgitter bestand in beiden F llen aus 3 m langen und 0 5 m breiten Rechteckzellen F r die 1D Beispiel Modellierung wurde kein Turbulenzmodell angewendet Ein Vergleich der Resultate des 1D bzw 2D Modells und eine Diskussion erfolgen in Kapitel 4 5 b b lt gt Pui Pur af P Abb 4 3 Definitionsskizzen f r ein Trapez links und Rechteckprofil rechts im 2D Modell mit den wichtigsten Parametern f r die Bestimmung der mittleren Randschubspannungen 65 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung Tab 4 3 2D Beispiel Modellierung Ergebnisse f r Trapez und Rechteckprofil f r die Randbedingungen aus Tab 4 2 2D Beispiel Modellierung Ergebnisse Trapez Ergebnisse Rechteck Q 177 m s O 146 m s Tm 67 7 N m Tm 63 N m T 1589 N m T 1324 N m Ty 1324 N m Tp 1242 N m SFp 83 SFp 94 Q 177 m s Q 146 m s k k 30 m s g x gu 5 z 3 18 S T 1324 Nim SF 83 T 1292 Nim SF 94 4 3 Vergleich des 1D Reibungsansatzes mit experimentellen Da
295. unteren Grenzwert von 1 5 f r weit gestufte Korn verteilungen Die charakteristischen Korndurchmesser der Geschiebemischung sind in Tab 5 1 aufgelistet Der Strickler Beiwert zur Beschreibung der hydraulischen Wand rauheit wurde mit kstw 64 m s angegeben Die mittleren Reynoldszahlen werden im Kanal mit ungef hr 27 600 und in der Aufweitung mit ungef hr 11 700 angegeben Nach VAN RIN 1984 resultiert f r d 1 25mm ein Shields Parameter von Oar 0 035 Tab 5 1 Charakteristische Korngr ssen der Geschiebemischung HUNZINGER 1998 dm 1 25mm dso 1 12 mm dis 0 63 mm dg4 1 88 mm dzo 0 84 mm doo 2 17 mm Die Zugabe von Wasser und Geschiebe am oberen Modellrand wurde solange aufrecht erhalten bis der Geschiebeaustrag am unteren Modellrand mit dem Eintrag am oberen Modellrand im Gleichgewicht war In diesem Fall konnte die Entwicklung der mittleren Sohlenlage als abgeschlossen angenommen werden Das mittlere L ngsgef lle stabili sierte sich bei Jx 3 77 o im Kanal und bei Ja 5 02 o in der Aufweitung Abb 5 3 Tab 5 2 Die Sohlenversatzh he im Erweiterungsbereich betrug s 31 mm Das L ngsprofil der axialen Fliessgeschwindigkeit u und der Abflusstiefe h ist in Abb 5 4 dargestellt Eine Konturdarstellung zeigt die Endtopographie mit lokalen Kolken und B nken Abb 5 8 links Insbesondere kurz vor der Erweiterung bei x 0 m weist die Sohlenkote ein Minimum auf Im Anschluss folgt der Sohlenversatz
296. ur ckgegriffen werden k nnen 1 2 Motivation und Ziele der Arbeit In den 1990er Jahren wurden erstmals systematische Forschungst tigkeiten zu lokalen Aufweitungen an der VAW durchgef hrt ZARN 1997 HUNZINGER 1998 Darin wur den Dimensionierungsgrundlagen f r lokale Aufweitungen geschaffen und ihre Auswir kungen diskutiert In erg nzenden Versuchen BERCHTOLD 2005 im Rahmen einer Arbeit zu eigendyna mischen Aufweitungen mit Seitenerosion REQUENA 2008 wurde eine gewisse Abh n gigkeit des L ngsprofilverlaufs vom Geschiebeeintrag resp Geschiebedefizit festge stellt die vermuten l sst dass eine lokale Flussaufweitung je nach bergeordnetem Geschiebehaushalt unterschiedlich reagiert und allenfalls von den allgemeinen Dimen sionierungsgrundlagen abweichen kann Nach dem verh ngnisvollen Hochwasserereignis 2005 im Alpenraum wurde im Auftrag des Bundes eine systematische Hochwasserereignisanalyse durchgef hrt Darin wurden unterschiedliche lokale Flussaufweitungen auf ihre Funktion berpr ft VAW 2007 VAW 2008 Die Analyse konnte die Erkenntnisse aus den Laborversuchen BERCHTOLD 2005 teilweise best tigen Gewisse Rahmenbedingungen scheinen f r die Topographiever nderung L ngsprofil eine entscheidende Rolle zu spielen Dazu geh ren der bergeordnete Geschiebehaushalt die instation ren Abfl sse und allf llige Sohlenfixpunkte in der N he REQUENA amp MINOR 2008 Mit dieser Arbeit soll aufgezeigt werden
297. urationen untersucht Abb 6 33 Ausgegangen wird von Kombination b2 aus Tab 6 7 welche als bestes Resultat aus der hydraulischen Kalibrierung resultierte fr 5 ks w 26 m s In einer zweiten Kombination wird das TM ausgeschaltet fr 0 kstw 26 m s und in einer dritten Kombination wird ohne TM und ohne zus tzliche Korrektur der B schungsrauheit gerechnet fr 0 ks w 36 m s Der Vergleich l sst keinen Effekt des TM und der Korrektur der B schungsrauheit auf den Wasserspiegel erkennen Die Sohlschubspannung f llt geringf gig gr sser aus wenn das TM ausgeschaltet ist da die mit dem TM ber cksichtigte innere Reibung bei ausgeschaltetem TM als zus tzliche Sohlschubspannung in die Bilanzierung eingeht Die Wirkung der B schungsrauheitskorrektur auf die Sohlschubspannung ist vernach l ssigbar Die relative laterale Verteilung der Sohlschubspannung unterscheidet sich in den drei F llen kaum In allen F llen nimmt die Sohlschubspannung gegen die B schung hin ab In den Modellierungen der Laborversuche wurde das TM beigezogen um eben gerade eine solche laterale Verteilung zu erzwingen Im betrachteten Querpro fil in der Thur stellt sich eine solche Verteilung auch ohne TM ein 60 379 amp Z 5 e z N gt oO wo 75 20 371 0 50 100 150 y m T mit TM gt Wsp mit TM T ohne TM Wsp ohne TM T ohne TM ohne Korr kg Wsp ohne TM ohne Korr kg Topo QP km 20 4 Abb
298. us der EK Kalibrierung bernommen da sich an der hydraulischen Bedingung nichts ver ndert hat Das Gleichgewichtsgef lle im Kanal wird analog zur EK Kalibrierung mit Hilfe von f kalibriert Das Gleichgewichts gefalle in der Aufweitung wird mit der Kalibrierungsgr sse 6 ver ndert Der Effekt dieser Gr sse beschr nkt sich haupts chlich auf den Aufweitungsabschnitt 111 5 Simulation Aufweitung Laborversuch I J e 20 40 ko m s Abb 3 6 Links Kalibrierung von ks yx im Kanal K und kst a in der Aufweitung A Rechts Einfluss der Kalibrierungsgr sse 6 auf das mittlere L ngsgef l le im Kanal und Aufweitung f r unterschiedliche fp Die Referenzgr ssen aus dem Laborversuch und die resultierenden Gr ssen aus der 1D und 2D Kalibrierung der Hydraulik des Ein und Mehrkornmodells sind in Tab 5 4 und Tab 5 5 zusammengefasst Mit den kalibrierten 1D und 2D Modellen lassen sich die mittleren Gleichgewichtsgef lle sowohl mit EK als auch mit MK gut reproduzieren Ebenfalls gut abgebildet werden die mittleren hydraulischen Gr ssen ux Fr und A Die zus tzliche Formrauheit wie sie in weiten Profilen zu erwarten ist wird in der hydraulischen Modellierung durch einen geringeren Strickler Beiwert gr ssere Sohlen rauheit und in der Geschiebemodellierung durch einen reduzierten Sohlenformfaktor for lt 1 0 ber cksichtigt Gleichung 3 10 Wird kst x als reine Kornrauheit kst a als Kombination aus der
299. utsch Der gravitative Geschiebetransportansatz hilft aber auch dabei starke unrealistische Unebenheiten im Sohlenbereich auszugleichen Unterbindung einer Eierkarton f rmigen Sohlenstruktur Durch das vorgegebene Grenzgef lle wird die Bildung solcher Unebenheiten vorzeitig unterbunden 3 2 3 Verwendete Randbedingungen Die Randbedingungen im 2D Modell funktionieren grunds tzlich analog den 1D Randbedingungen Abschnitt 3 1 3 Im Fall einer trockenen oder schiessenden Einlauf bedingung oder einer Normalabflussrandbedingung am unteren Rand wird im Rand querschnitt eine 1D Normalabfluss Betrachtung gemacht Am unteren Rand wird dazu ber alle benetzten Randzellen aus dem vorangehenden Zeitschritt ein mittlerer Wasser spiegel berechnet Die R ckverteilung des gesamten Abflusses im Querschnitt auf die einzelnen Randzellen erfolgt anhand einer Gewichtungsfunktion Gleichungen 3 26 und 3 27 0 0K 3 26 K GAYRNE DlaAR Je 3 27 wobei Q der Durchfluss ber den Zellenrand der Zelle i und n die Anzahl benetzter Randzellen ist 59 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung 4 1 Allgemeines Die Modellierung der Hydraulik der Sohlschubspannungen und der Geschiebetrans portkapazit t unterscheidet sich im 1D und 2D Modell infolge verschiedener Ans tze Eine massgebende Rolle spielen dabei die Profilrelation und der Einfluss der B schungsreibung Gerade mit einer Aufweitung und dadurch ndernden Que
300. von HUNZIKER 1995 mit einem Vorfaktor von 5 besser abbilden zu k nnen Eine wesentliche Erkenntnis der Kalibrierung mit Labordaten ist dass die Entwicklung der mittleren Sohlenlage f r einen station ren Gleichgewichtszustand mit dem 1D 127 5 Simulation Aufweitung Laborversuch Modell ebenso gut abgebildet werden kann wie mit dem 2D Modell Obwohl sich die Str mung im Erweiterungsbereich lateral ausbreitet und sich damit zweidimensional verh lt l sst sich das bergeordnete Sohlenverhalten auch mit dem 1D Modell abbil den Lediglich die Form resp die L nge des lokalen Versatzes wird mit dem 1D Modell untersch tzt Dies kann dadurch korrigiert werden indem der Erweiterungswinkel der 1D Topographie an den zu erwartenden effektiven Str mungsausbreitungswinkel ange glichen wird Ob die Kornverteilung mit einem Ein oder Mehrkorn repr sentiert wird spielt in diesem Kalibrierungsbeispiel eine untergeordnete Rolle F r die Untersuchung des bergeordneten mittleren L ngsprofils in einem Fluss schlauch weist das 2D Modell keine Vorteile auf Im Gegenteil das 2D Modell weist mehr Parameter auf die kalibriert werden m ssen wof r aber in den meisten F llen die Grundlagendaten fehlen Sobald die Wandrauheit in einem kompakten Profil an Ein fluss gewinnt muss im 2D Modell das Turbulenzmodell zugeschaltet werden Zur Kalibrierung desselben sind Informationen ber die laterale Geschwindigkeitsverteilung notwendig die meis
301. w 2p kalibriert werden Abb 4 26 links F r kg w n 40 m s muss die B schungsrauheit um 20 m s auf ks w 2p 20 m s und f r ks w n 30 m s muss die B schungsrauheit um 29 m s auf kstw2p 1 m s reduziert werden F r kstw 1D 20 m s ist eine Kalibrierung nicht mehr m glich Trotz bereinstimmendem Wasserspiegel wird im 2D Modell SF nach wie vor deutlich bersch tzt Abb 4 26 rechts Mit einer Korrektur der B schungsrau heit alleine ohne Turbulenzmodell k nnen nicht gleiche Resultate wie mit dem 1D Modell erzielt werden Erfolgt die Kalibrierung der B schungsrauheit mit gleichzeitiger Anwendung des Tur bulenzmodells mit fr 5 so gen gt es f r alle drei Rauheitsverh ltnisse kstw p um 10 m s zu reduzieren Damit stimmen nicht nur h sondern auch SF im 1D und 2D Modell berein Abb 4 27 SF Sua Kap 1m s O 2D 0 Kawa Karo 0 2D f 5 Kstw2D Kstw1D mit TM 2D f 0 Kay kalibriert 2D F 0 ksw2d Kap 0 2D f 5 Kstw2D Kstw1D mit TM e 2D fF 0 ka kalibriert 0 50 40 30 20 10 50 40 30 20 10 Kst w 1D m s Kst w 1D m 3 s Abb 4 26 Abflusstiefe h links und SF rechts in Abh ngigkeit von ks mit dem 1D Modell und mit dem 2D Modell mit TM fr 5 und ohne TM fr 0 sowie ohne TM aber mit kalibrierter Boschungsrauheit kstw2D 87 4 Grundlagenversuche zur Sohlschubspannungsverteilung
302. weidimensionalen numerischen Simulation von Geschiebetransportprozessen Dissertation Leopold Franzens Universit t Innsbruck Fakult t f r Bauingeni eurwissenschaften Innsbruck VAN RUN L C 1984 Sediment Transport Part I Bed Load Transport J Hydr Eng 110 10 1431 1456 VAW 1994 Geschiebehaushalt Thur Bericht VAW 4050 Versuchsanstalt f r Wasser bau Hydrologie und Glaziologie ETH Z rich unver ffentlicht VAW 2004 Machbarkeitsstudie zur Renaturierung des Ticino und seiner M ndung Bericht VAW 4186 Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziolo gie ETH Z rich unver ffentlicht VAW 2007 Morphologische Entwicklung in Flussaufweitungen Bericht VAW 4234 Versuchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie ETH Z rich un ver ffentlicht VAW 2008 Ereignisanalyse Hochwasser 2005 Teilprojekt Wirksamkeit von Mass nahmen Flussaufweitungen Bericht VAW 4241 Versuchsanstalt f r Wasser bau Hydrologie und Glaziologie ETH Z rich unver ffentlicht VETSCH D EHRBAR D PETER S ROUSSELOT P VOLZ C VONWILLER L FAEH R FARSHI D MUELLER R VEPREK R 2013 System Manuals of BASEMENT Version 2 3 Laboratory of Hydraulics Hydrology and Glaciolo gy VAW ETH Zurich Available from http www basement ethz ch 220 Literaturverzeichnis VISCHER D L 2003 Die Geschichte des Hochwasserschutzes in der Schweiz Von den Anf ngen bis ins 19 Jahrhundert
303. weiterung entwickelte sich aufgrund des hydraulischen Zustands Die bergeordnete Entwicklung der Gerinnesohle hingegen war der vom unteren Modellrand ausgehenden Rotationserosion unterworfen Abb 2 12 Die Aufweitung konnte die Sohlenerosion im Oberwasser nicht vollst ndig verhindern jedoch im Vergleich zur Erosion im Fall ohne Aufweitung nach gleich langer Prozessdauer reduzieren Im zweiten Beispiel wurde von einem latenten Erosi onszustand ausgegangen Das Geschiebedefizit entsprach demjenigen aus dem ersten Beispiel die Sohle jedoch wies zus tzlich eine ausgepr gte Deckschicht aus und war bei Normalabflussbedingungen trotz Geschiebedefizit nicht erodierbar Aufgrund der starken Beschleunigung auf die Aufweitung zu konnte die Deckschicht im Oberwasser aufgerissen und infolge der R ckw rtserosion Material mobilisiert werden Dieses wurde analog den oben beschriebenen Prozessen in der Aufweitung abgelagert Abb 2 13 Im Oberwasser stellte sich ein neues dem Unterschichtmaterial entsprechendes flacheres Gleichgewichtsgef lle ein Im Unterwasser hingegen blieb die Sohlenlage unver ndert da die Deckschicht nicht erodiert wurde Im Zusammenhang mit einer Machbarkeitsstudie zu einer lokalen Aufweitung des Ticino bei Cugnasco VAW 2004 wurde mittels numerischer Berechnungen die lang fristige Sohlenentwicklung untersucht und gegen ber den Laborversuchen und den numerischen Modellierungen von HUNZINGER 1998 eine abweichende Sohlenentwick
304. y of Birmingham UK ZARN B 1997 Einfluss der Flussbettbreite auf die Wechselwirkung zwischen Ab fluss Morphologie und Geschiebetransportkapazit t Mitteilungen der Ver suchsanstalt f r Wasserbau Hydrologie und Glaziologie Nr 154 D Vischer ed ETH Z rich ZARN B HUNZINGER L M 1996 Erfahrungen mit Flussaufweitungen das Beispiel Birne Emme Massnahmen zur naturnahen Gew sserstabilisierung DVWK Schriften 118 Bonn 278 294 ZAUGG STERN M 2006 Einfluss Philosophiewandel im schweizerischen Wasserbau Zur Vollzugspraxis des nachhaltigen Hochwasserschutzes Schriftenreihe Hu mangeographie Bd 20 1 Auflage ISBN 3 906302 03 2 Z rich GIUZ 221 Danksagung Ich m chte mich an dieser Stelle bei allen beteiligten Personen bedanken die zum Gelingen meiner Dissertation beigetragen haben Merci Ein grosses Dankesch n geht an meinen Doktorvater Prof Dr Robert Boes f r die Erm glichung der Dissertation f r die bernahme des Referats f r das mir stets entge gengebrachte Vertrauen und f r die sorgf ltige Korrekturlesung der Arbeit Danken m chte ich auch Prof Dr Markus Aufleger von der Universit t Innsbruck f r die ber nahme des Korreferats Ein besonderes Dankesch n geht an Dr Gian Reto Bezzola vom Bundesamt f r Um welt der mir als externer Korreferent und als Vertreter des Auftraggebers mit seiner Fachkompetenz zur Seite stand Seine Inputs sein berblick sein Fachwissen ver
305. zuverl ssige Resultate 128 6 Simulation Aufweitung Altikon Thur 6 1 Ziel und Inhalt In diesem Kapitel wird mit dem 1D und 2D Modell die Entwicklung der Sohlenlage f r das verh ltnism ssig gut dokumentierte Naturbeispiel der Aufweitung Altikon an der Thur simuliert Die Simulation ber cksichtigt einen ungef hr 4 km langen Abschnitt der Thur zu unterschiedlichen Zeitpunkten vor und nach Erstellung der Aufweitung Es soll gezeigt werden wie gut sich das 1D und das 2D Modell eignen mit der verf gba ren Datengrundlage die Entwicklung der mittleren Gerinnesohle im Aufweitungsbe reich aber auch ober und unterhalb davon zu reproduzieren Das hydraulische Modell wird mit Hilfe von Hochwasserspuren aus dem Hochwasser ereignis 2002 kalibriert Mit Hilfe von langj hrigen Sohlenvermessungen des Kanals aus der Zeit vor Erstellung der Aufweitung ist eine ID Absch tzung der Geschiebe funktion am oberen Modellrand erm glicht Die abgesch tzten Geschiebeeintragsvolu mina werden mit ausf hrlichen Geschiebehaushaltstudien verglichen und verifiziert Die eigentliche Sohlenentwicklung infolge der mehrheitlich k nstlich erstellten Aufwei tung wird f r die Jahre 2002 bis 2009 reproduziert Zum Vergleich werden zus tzlich 1D Modellierungen mit Mehrkornmaterial und mit einer ebenen Ausgangssohle durchgef hrt Mit dem 2D Modell werden Vergleichsrech nungen mit und ohne Turbulenzmodell gemacht 6 2 Grundlagen Aufweitung Altikon Thur

Mitteilungen 231

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