Aköhnetalsperre.

Entwurf zum II. Teil der Bauausführung:

Herstellung der Sperrmauer.

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II. Teil der Bauausführung:

Herstellung der Sperrmauer.

Entwurf vom Juli J908.

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Druck von <L w. Haarfeld. 1908.

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Inhalt.

1. Erläuterungsbericht (mit Lageplan und einer Anlage) .    .

2 Statische Berechnung des Mauerprofils (mit zwei Anlagen) . . .

3.    Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen (mit elf Anlagen) .    . .

4.    Untersuchung über den Einfluß des Windes auf die Seefläche und

die Staumauer (mit einer Anlage)........

5.    Wasserwirtschaftliche Verhältnisse der Mohne und Wasserwirtschaftsplan

der Möhnetalsperre (mit zwei Anlagen).......

.    . Seite 5

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6.    Massenberechnung.................

7.    Kostenanschlag..................

8.    Blatt 1—20 des Entwurfs vom Juli 1908.

9.    Entwurf Brantzky für die architektonische Ausbildung der Sperrmauer.

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Lrläuterungs-Bericht

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Ermittelung des Wasserstandes im Staubecken, bei dem die Drucklinie durch die Mitte der Fundamentfuge geht.

B. Selbsttätige Wegitlierimg des Wafferstandes im Staubecken bei geöffneten Wotausläffen.

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Massenberechnung zum zweiten Teil der Bauausführung.

Lrläuterungs-Bericht

zum zweiten Teil der Bauausführung.

Herstellung der Sperrmauer.

Teilung der Entwurf-arbeiten.

Januar 1907 wurde der Entwurf für den ersten Teil der Bauausführung der Möhnetalsperre zur landespolizeilichen Prüfung eingereicht. In dem zugehörigen Erläuterungsbericht war ausgeführt, daß die Bauausführung der Möhnetalsperre in fünf Teile zerfallen werde, nämlich:

1.    Herstellung des Umlaufgrabens und des anschließenden Stollens, die zur Umleitung der Möhne und Heve während der Bauzeit dienen sollen, sowie des Erd-und Felsaushubs der Baugrube;

2.    Herstellung der Sperrmauer;

3.    Herstellung der von der Provinzialverwaltung auf Kosten des Ruhrtalfperrenvereins auszuführenden Straßenverlegungen, einschl. der Überführungen im Möhne- und Hevetal;

4.    Herstellung der vom Ruhrtalsperrenverein auszuführenden Wegeverlegungen und Randwege, einschl. der Talüberführungen bei Körbecke und Stockurn;

5.    Bau der Wasserkraftanlage unterhalb der Sperrmauer. Die Trennung der unter 1. und 2. genannten Teile

der Bauausführung war im vorliegenden Fall mit Rücksicht auf die Dringlichkeit der Beschaffung weiteren Stauraums im Ruhrgebiet nicht zu umgehen, denn durch die Fertigstellung der umfangreichen Entwurfarbeiten der Sperrmauer durfte der Beginn der Bauausführung nicht verzögert werden. Die Teilung des Entwurfs und der Ausführung wurde dadurch erleichtert, daß durch die Verhandlungen, Untersuchungen und Prüfungsbemerkungen, die der Eingabe des allgemeinen Entwurfs vom 20. April 1906 gefolgt waren, die wichtigsten Grundlagen des Planes, nämlich die Lage der Absperrungsstelle und die Linienführung des Stollens, schon festlagen.

Beschreibung des Entwurfs vom Januar 1907. (Erster Teil der Bauausführung.)

Die Grundzüge des Entwurfs zum ersten Teil der Bauausführung seien nachstehend kurz wiederholt:

Damit der Aushub der Baugrube und später die Ausführung des Mauerwerks im Trockenen erfolgen kann, ist die Ableitung des Wassers der Möhne und Heve während der Bauzeit erforderlich. Bei kleineren Talsperrenbauten erfolgt diese durch hölzerne oder eiserne Gerinne, die über die Baugrube verlegt werden; für ein so großes Niederschlaggebiet wie es hier in Frage kommt genügt aber eine solche Ableitung nicht mehr. Das Wasser der Möhne und Heve soll daher oberhalb der jetzigen Mündung und der Baugrube vereinigt und während der Bauzeit durch einen Stollen im linken Berghang geleitet werden, in den später kurz vor der Vollendung der Sperrmauer mehrere schmiedeeiserne Rohre eingebaut werden sollen, die es gestatten, im Betriebe auch durch den Stollen nach Bedarf Wasser abzugeben. Die Zuleitung der Möhne, die jetzt auf der rechten Talseite fließt, nach dein Stollen im linken Berghang erfordert den Aushub eines neuen Flußbettes quer durch den Talgrund hindurch bis zur Heve, deren Bett am linken Talrand liegt (vgl. Abb. 1).

Das neue Möhnebett wird auf der talabwärts gelegenen Seite von einem Schutzdamm begleitet, der eine Überflutung der unterhalb liegenden Baugrube bei höheren Wnsserständen verhüten soll. Bei der großen Hochwassermenge von Möhne und Heve, die äußerstenfalls bis zu 292 cbm/sek ansteigen kann (Nachweis in dem bereits landespolizeilich geprüften „Allgemeinen Entwurf für die Anlage einer Talsperre im Möhnetal" vom 20. April 1906), ist es nicht möglich, dem Stollen solche Abmessungen zu geben, daß er jedes, auch das größte Hochwasser während der Bauzeit abzuleiten vermöchte. Es sind daher sowohl für die Möhne als auch für die Heve in dem Hochwasserschutzdamm Überläufe vorgesehen, die bei höheren Wasserständen überflutet werden. Das über die Überläufe abströmende Wasser gelangt in das alte Möhne- und Heve-bett und wird durch schmiedeeiserne Gerinne über die Baugrube überführt.

Genehmigung zum Beginn des ersten Teiles der Bauarbeiten, Ausschreibung und Vergebung.

Bei der Rückgabe des landespolizeilich geprüften Entwurfs für die Herstellung des neuen Möhnebettes, des Umleitungsstollens und den Aushub der Baugrube erteilte der Herr Regierungspräsident zu Arnsberg am 13. August 1907 die Genehmigung zum Beginn der Bauarbeiten. Zunächst wurden noch einzelne Teile des Planes vom Januar 1907 zur Erfüllung der in den ministriellen Prüfungs-bemerknngen vom 3. August 1907 gestellten Forderungen umgearbeitet. Der Schieberschacht, der künftig die Gestänge zum Verschluß der Rohrschieber tut Stollen aufnehmen soll, wurde nach der Wasserseite der Sperrmauer verlegt, für den Stollen wurde eine stärkere Befestigung der Wandungen und der Sohle mit Beton- und Klinkermauerwerk vorgesehen und das neue Möhnebett erhielt zur Sicherung gegen Abspülen flachere, 1:3 geneigte Böschungen. Um die Leistungs-

fähigkeit des Stollens während der Bauzeit möglichst auszunutzen, wurde der Überfall an der Heve um 60 cm höher gelegt. Der Hochwasserschutzdamm wurde an dieser Stelle entsprechend ebenfalls um 60 cm erhöht, im Mittel der ganzen Länge also, da der Überfall und die Dammkrone an der Möhne ihre im Entwurf vorgesehene Höhenlage behielten, um 30 cm. Die Konstruktion der Überläufe in der Krone des Hochwasserschutzdammes neben dem neuen Möhnebett wurde durch Ersatz des früher geplanten Pflasters auf Kiesbettung durch kräftiges Betonmauerwerk verstärkt.

Die Bauarbeiten wurden dann Anfang Oktober 1907 öffentlich ausgeschrieben und am 22. November dem Baugeschäft D. Liesenhoff in Dortmund, das bereits an der Hennetalsperre in Meschede Erfahrungen im Talsperrenbau gewonnen hatte, unter der Bedingung übertragen, daß die Fertigstellung bis zum 1. März 1909 erfolgen solle.

Die Bauarbeiten, die der Leitung des Königlichen

Beginn und Fortschritt Wasserbauinspektors Raddatz in Arnsberg und der Ober-der Bauarbeiten.

Neues Möhnebett.

leitung des Unterzeichneten unterstehen, begannen am 7. Januar 1908. Die Bauunternehmung beschaffte für die umfangreichen Erdbewegungen einen Trockenbagger, der zunächst den Aushub des neuen Möhnebettes in Angriff nahm. Da sich der Boden für den Baggerbetrieb als recht geeignet erwies, machten der Aushub und die Anschüttung des Hochwasserschutzdammes gute Fortschritte. Ende Juli war der größte Teil dieser Arbeit fertiggestellt, mit Ausnahme der beiden Überläufe für die Möhne und Heve, die zunächst noch offen bleiben müssen und erst nachgeholt werden können, wenn beide Flüsse nicht mehr im alten Bett, sondern gemeinsam durch den Stollen fließen. Die Baugrube der Sperrmauer soll ebenfalls durch den Trockenbagger ausgehoben werden, sodaß diese Arbeit bis zur Fertigstellung des neuen Möhnebettes zurückgestellt wurde.

Umleitnngsstollen.

Das Hauptinteresse wurde dem Umleitungsstollen entgegengebracht, der nach dem Entwurf in einer Länge von 305 m, mit Voreinschnitten 365 m das linksseitige Gebirge durchqueren soll. Die Ausführung dieses wichtigen und schwierigen Teiles der Bauarbeiten war mit Ausnahme der Mauerung von dem Baugeschäft Liesenhoff der Spezialfirma für Tunnelbau C. Teil mann in Dortmund weiter übertragen worden. Der Vortrieb wurde im Februar von beiden Seiten gleichzeitig in Angriff genommen, und zwar nicht in der ganzen Fläche des Profils, sondern an der oberen Seite als Firststollen, an der unteren als Sohlstollen. Erst nach erfolgtem Durchschlag der Richtstollen soll der Vollausbruch nachfolgen. Nachdem die Voreinschnitte fertiggestellt waren, erwies sich auf beiden Angriffstellen das Gestein als Grauwacke, die mit Schiefer- und Letteschichten durchzogen war.

Die meist dünnen, aber schlüpfrigen Letteeinlagen begünstigten das Gleiten der steil gestellten Grauwackebänke auf ihrer Lagerfläche, ein Umstand, der das Gebirge am Ein- und Auslauf des Stollens stark druckhaft machte, sodaß eine weitgehende und kräftige Auszimmerung erforderlich wurde. Der Gebirgsdruck blieb bis zu einem Vortrieb von 64 m am Einlauf und 52 m am Auslauf wenig verändert, verminderte sich aber im Innern des Berges, sodaß dort bis auf kleinere Zwischenstrecken eine Zimmerung entbehrt werden konnte und der Vortrieb schneller von statten ging. Zum Schluß wurde eine Gesamttagesleistung von 6,50 m an beiden Angriffsflächen bei 24 ständiger Arbeitszeit erreicht, während zu Beginn kaum 3 bis 4 m täglich geleistet worden waren.

Am 27. Juli erfolgte der Durchschlag genau in der Stollenaxe. Das Gestein war in der Mitte des Stollens, d. h. unterhalb der künftigen Mauer, recht gut und bestand aus einem dicht geschlossenen, trockenen Grauwackenschiefer. Auch sonst waren an keiner Stelle des Stollens offene Klüfte oder Spalten wahrgenommen worden, vielmehr war das Gebirge überall dicht geschlossen und die Fugen der Grauwackebänke, wie erwähnt, mit Lette ausgefüllt. Nach der Ausführung ist die Länge der Stollenröhre wegen einer kleinen Verlängerung der Voreinschnitte noch 301,80 m, davon standen 146,0 m mit und 155,80 m ohne Verzimmerung.

Verstärkung der Stollen-ausmauerung.

Die Erfahrungen, die während des Stollenvortriebes gemacht wurden, waren für die weitere Bearbeitung des Entwurfs von Wichtigkeit. Die Bauleitung gelangte zu der Überzeugung, daß wegen des tun Ein- und Auslauf aufgetretenen Gebirgsdruckes an diesen Stellen eine stärkere Ausmauerung notwendig sein werde, und entschloß sich, vorsichtshalber den ganzen Stollen mit einem schweren Mauerprofil auszukleiden. Es war hierbei zu berücksichtigen, daß der Druckstollen, d. h. der Teil des Stollens vom oberen Einlauf bis zum künftigen Rohrverschluß, nach Beginn des Betriebes schwer zugänglich sein wird, nämlich nur nach fach völliger Entleerung des Sperrbeckens. Eine Reparatur an dieser Stelle würde also schwierig und wegen des Verlustes an Staninhalt sehr mißlich sein. Demnach mußte besonders für diesen Teil eine kräftige und sichere Konstruktion gewählt werden.

Der Entschluß, den Stollen stark auszumauern, machte eine Änderung des früher geplanten Querschnittes notwendig. Nach dem Entwurf vom Januar 1907 war ein verhältnismäßig breites Profil von 5 m lichter Weite, 4,50 in lichter Höhe und 20 qm lichtem Querschnitt vorgesehen, das 40 cm starke Betonauskleidung mit Klinkerverblendung erhalten sollte. Nach der Beschaffenheit des Gesteins erschien es

ratsam, dies breite, flache Profil durch ein solches zu ersetzen, das sich zur Aufnahme von Gebirgsdruck besser eignet, ein sog. Druckprofil (Abb. 2 und 3), dessen Abmessungen also nunmehr zu bestimmen waren.

Bestimmung derAbmessurrgeu des Stolleuprofils und der

Rohreiubauten bei verstärkter³* August 1907 war empfohlen, dem Stollen einen solchen Querschnitt zn geben, daß er bei gefülltem Becken die größte

In den ministeriellen Prüfrmgsbemerknngen vom

Ausmauerung.

Hochwassermenge von 292 cbm/sek abzuleiten vermag. Die Erfüllung dieser Forderung ist für die normale Stollenröhre nicht schwierig. Da der Wasserspiegel bei gefülltem Becken auf Ord. 218,30, die Stollenaxe am Auslauf auf Ord. 180,80 liegt, so ist die Druckhöhe = 32,50 m, und die erforderliche Querschnittsfläche würde sich theoretisch, ohne Berücksichtigung der Reibungsverluste, zu

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— rd. 11,60 qm

F I 2gh I 2g . 8-2,50 ergeben. Die Leistungsfähigkeit des Stollens bei gefülltem Becken ist aber fast ansschließlich von den Verschluß-vorrichtnngen, d. h. den später einzubauenden Rohren abhängig, es sei denn, daß man diesen einen gleichen oder noch größeren Querschnitt gibt wie dem normalen Stollen.

Der oben berechnete lichte Querschnitt von 11,60 qm würde erst durch Einbau von 7 Rohren von etwa 1450 mm Durchmesser erreicht werden. Es erschien aber nicht ratsam, mehr wie drei Rohre in den Verschlußpfropfen zu legen, denn schon diese erforderten für die Einbanstelle eine erhebliche Erweiterung des normalen Stollenprofils.

Nachdem die Zahl der Rohre festgelegt war, wurden ihre Querschnitte zugleich mit denen der Rohreinbauten der Sperrmauer so bestimmt, daß sämtliche Bedienungsrohre der ganzen Anlage den gleichen Durchmesser erhalten.

Die Berechnung ergab, daß die erforderliche Leistungsfähigkeit aller einzubauenden Ablaßrohre bei einem gemeinsamen Durchmesser von 1400 mm erreicht wurde.

Hiermit ist der Vorteil verbunden, daß für alle Rohr- und Flachschieber, Winden und Gestänge die gleichen Modelle verwendet und auch Ersatzstücke bereit gehalten werden können.

Aus den Rohrabmessungen ergab sich dann die erforderliche Weite des Stollens an der Einbanstelle. Die Abmessungen des normalen Stollenprofils wurden dann so gewählt, daß die Fläche des Felsansbruchs, die bei der Ausschreibnng vorgesehen war, auch nach Umänderung des Profils die gleiche blieb, d. h. die Verstärkung der Manerung erfolgte nach innen, nnter Verminderung des lichten Profils. Nach der Ausschreibung hatte der Stollen einen lichten Querschnitt von 20 qm, nach der Ausführung, d. h. bei Verstärkung der Ausmauerung, von 12,48 qm, der Felsausbruch war nach der Ausschreibung 27,10 qm, nach der

Ausführung im Druckstollen 27,26 qm und unterhalb des künftigen Verschlusses 25,43 qm (Blatt 16).

Einfluß der stärkeren Ausmauerung des Stollens auf die Leistungsfähigkeit der Vorrichtungen für die Ableitung von

Möhne und Heve

Die Verminderung des lichten Stollenprofils hat nach Einbau des Verschlußpfropfens, d. h. im künftigen Betrieb, nur einen geringen Einfluß auf die Leistungsfähigkeit, nämlich durch eine kleine Vermehrung der Reibungsverluste im während der Banzeit. Stollen, da, wie gesagt, nach Beendigung der Bauausführung die Menge des durch den Stollen abzugebenden Wassers im wesentlichen vom Querschnitt der eingebauten Rohre abhängt. Für die Bauzeit hat die Verkleinerung des Querschnittes die Folge, daß größere Hochwässer nicht mehr durch den Stollen allein abfließen können, sodaß die Überläufe im Hochwasserschutzdamm öfter überflutet werden, als nach dem Entwurf vom Januar 1907 anzunehmen war, es sei denn, daß man einen höheren Stau am Hochwasserschutzdamm zulassen wollte, was aber mit Rücksicht auf die oberhalb liegenden Ländereien und die Sicherheit der ganzen Ausführung nicht zu empfehlen ist. Sollte also die beim größten Hochwasser nach der Ausschreibung für zulässig betrachtete Stauhöhe von 60 cm unter der Oberkante des Hochwasserschutzdammes beibehalten werden, so waren die beiden Überläufe für Möhne und Heve tiefer zu legen.

In der nachstehenden Tabelle sind die Höhenlagen der Bauteile, die für die Ableitung des Wassers der Möhne

Entwurf

vom

Ausführung

(1908/09)

Ausschreibung vom

Januar 1907 Oktober 1907

Höhenlage der Sohle der Möhne .    .

181,00

181,00

181,00

Desgl. der Heve

179,76

179,76

179,76

Überfallkante an der Möhne .    .

183,00

183,00

182,57 43 cm niedriger

Desgl. an der Heve

182,00    182,60    182,45

60 cm höher 15cm niedriger

Wasserspiegel der Möhne beim größten Hochwasser .    .......

nicht

berechnet

184,30

184,22

Desgl. der Heve

Desgl.

184,10

184,10

Dammkrone an der Möhne .    .

184,70

184,70

184,70

Desgl. an der Heve

183,90    184,50

60 cm höher ,

184,50

cbm

Beim größten Hochwasser fließen durch den

a)    Stollen.........

b)    Überfall an der Heve . . . .

„    „ Möhne . . . .

etwa 129

108

c)

55

etwa 116    etwa 68

„    98    „ 113

„    79

113

Die Überströmung der Überläufe beginnt bei einem Zufluß von.....

„    292

„    293

294

68

82

38

und Heve während der Bauzeit dienen sollen, und die Inanspruchnahme des Stollens und der beiden Überläufe mit anschließenden Gerinnen nach dem Entwurf vom Januar 1907, der Ausschreibung und der Ausführung zum Vergleich neben einander gestellt. (Vergl. „Nachweis der Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen", Absatz D, Nachweis der genügenden Leistungsfähigkeit der Vorrichtungen, die zur Um- bezw. Ableitung der Mohne und Heve während der Bauzeit dienen sollen.)

Gerinne für die Überleitung von Hochwasser über die Baugrube.

Nach den früheren Abmessungen kamen möglicherweise die Überläufe und die Rinnen über die Baugrube überhaupt nicht in Tätigkeit, während der Zufluß von 38 cbm/sek, etwa das fünffache des Mittelwassers, im allgemeinen in jedem Jahre für kurze Zeit zu erwarten ist. Demnach gewinnen die beiden Gerinne über die Baugrube jetzt eine erhöhte Bedeutung. Sie sind als schmiedeeiserne Balkenträger mit 5 Zwischenstützen ausgebildet und so stark bemessen, daß sie die oben angegebene Hochwassermenge von 113 cbm zu tragen vermögen (Abb. 4). Sie erhalten 4 m lichte Weite und 2 m lichte Höhe und werden im Innern mit gehobelten Bohlen verkleidet, die mit eisernen Federn ineinander gespundet werden. Durch Einrosten der Eiseneinlage im Holz wird die Verkleidung erfahrungsgemäß nach einiger Zeit völlig wasserdicht. Zur Ermöglichung der Ableitung des größten Hochwassers sind die Rinnen im Gefälle 1:45 zu verlegen.

Bei der Beurteilung der Anlagen zur Ableitung des Wassers während der Bauzeit darf man sich nicht verhehlen, daß trotz rechnungsmäßig ausreichender Leistungsfähigkeit von Stollen, Überläufen und Gerinnen bei sehr großen Hochwässern die Baugrube doch unter Wasser kommen wird, teils durch den im Kiesbett des Tales unterirdisch zufließenden Grundwasserstrom, teils durch Rückstau, denn solche Wassermengen finden im Möhnebett unterhalb der Baugrube keinen Raum und überfluten die ganze Breite des ebenen Talgrundes. Wenn dieser Zustand erreicht ist, fließt das über die Überläufe strömende Wasser nicht mehr durch die Gerinne allein ab, sondern mehr oder weniger in der ganzen Talbreite. Die Gerinne werden also niemals die rechnungsmäßige Hochwassermenge von 113 cbm/sek aufzunehmen haben.

Ausmauerung des Stollens.

Wie Blatt 16 zeigt, ist das Gewölbemauerwerk in der First des Druckstollens 0,91 m und im offenen Stollen 0,80 m stark. Mit Rücksicht auf die Zimmerung verläuft die Begrenzung des Mauerwerks an den Stößen (Seiten-wandungen) lotrecht. Die Sohle, an der übrigens nirgends, auch nicht am Ein- oder Auslauf, ein Quellen durch Gebirgs-druck beobachtet worden ist, erhält zur Sicherheit eine gegen

die Wandungen verspannte, 50 cm starke Betondecke. Da der Druckstollen tunlichst wasserdicht sein muß, so soll er eine durchgehende Putzschicht im Innern des Mauerwerks erhalten. Demnach wird zunächst ein Mauerwerksring in mindestens 40 cm Stärke hergestellt und verputzt, worauf ein weiterer Ring in zwei Stein starkem Ziegelmauerwerk vorgemauert wird. Für das Ziegelmauerwerk sollen im Innern hartgebrannte Ziegel, in der äußern Sichtfläche Klinker der Barmer Ziegel- und Kalkwerke verwendet werden. Letztere haben sich bei einem Vergleich zweier Klinkersorten als die besten erwiesen, da sie neben dichtem Gefüge und großer Haftfestigkeit eine Druckfestigkeit von 611 kg/qcm aufwiesen. Es bleibt vorbehalten, gegebenenfalls auch die Sichtfläche des Druckstollens später zu verputzen, wodurch dieser einen doppelten Schutzmantel gegen Eintritt von Wasser in das Gebirge erhalten würde. Die wasserdichte Ausführung des Stollens wird noch bis 30 m unterhalb der Axe des Schieberschachtes fortgesetzt werden, während weiter nach dem Auslauf zu eine einfachere Konstruktion der Wandungen in Bruchsteinmauerwerk mit Klinkerverkleidung verwendet werden soll.

Es war zunächst beabsichtigt, die Decke des Stollens in Beton zu stampfen, jedoch ergab der Ausbruch des Gebirges, daß an einigen Stellen ziemlich viel Wasser zufließt; hierdurch wird eine Betonierung erschwert oder unmöglich gemacht, weil das Wasser den Mörtel ausspült. Andererseits muß man bestrebt sein, gerade an solchen Stellen die Gewölbekappe nach Wegnahme der Verzimmerung möglichst schnell zu schließen. Dies führte dazu, die Wölbung in Betonkunststeinen vorzusehen, die außerhalb des Stollens sorgfältig hergestellt werden können und scharf in einander passen, sodaß im Innern des Gebirges der Schluß des Gewölbes rasch und sicher vor sich geht. Man vermeidet durch diese Konstruktion auch die Querfugen, die beim Einstampfen von Beton an solchen Stellen entstehen, wo die Stampfarbeit zeitweise unterbrochen wurde, und den Zusammenhang des Gewölbes beeinträchtigen. Die Kunststeine werden auf der Baustelle in passenden Formkästen, je 7 Stück auf einmal, gestampft, und zwar im Mischungsverhältnis 1 Zement, 14/2 gebrochener Steinsand, 14/r gesiebter Lippesand, 3 Teile Splitt (Kleinschlag bis Nußgröße). Die bisher fertiggestellten Steine versprechen große Festigkeit und Dichtigkeit, sollen aber auch noch im königl. Materialprüfungsamt in Gryßlichterfelde auf Druckfestigkeit geprüft werden.

Schacht und Verschluß-pfropfen des Stollens

In ähnlicher Weise wie der Stollen selbst soll auch der Schacht zur Aufnahme der Schieber und Gestänge hergestellt werden. Er erhält zunächst einen 40 cm starken Mantel

in Beton, der zur Erzielung von Wasserdichtigkeit verputzt wird, und weiter im Innern einen 40 bis 60 cm starken Ring ans Ziegelmauerwerk. Der Schacht mündet zwischen den beiden Verschlnßpfropfen des Stollens. Diese und die zugehörigen schmiedeeisernen Rohre, Schieber usw. sind zunächst noch nicht einzubauen, sondern erst gegen Ende der Fertigstellung der Sperrmauer. Die treppenförmigen Gewölbe, in die die einzelnen Ringe der beiden Ziegelpfropfen später eingespannt werden sollen, sind bei der Ausmauerung des Stollens schon vorzusehen. Die Herstellung der Ziegelpfropfen soll in ähnlicher Weise wie die der Verschlüsse der Rohrstollen an der Sperrmauer erfolgen. Jeder der beiden Pfropfen, die durch kräftige Zwischenmauern und eine gemeinsame Sohle zu einem einheitlichen Ganzen verbunden werden, erhält 4 Ringe mit zwischenliegenden Dichtnngs-flächen in einer Gesamtstärke von 4,65 m. Vor und hinter den künftigen Verschlüssen führt ein 10 m langes Übergangsstück den normalen Stollenqnerschnitt in die zur Unterbringung der 3 Rohre von 1400 mm erforderliche Erweiterung über.

Da die großen Wölbungen für die Ringe des Ziegelpfropfens offenbar der schwierigste Teil des Stollenbans sind, so erschien es geboten, die Stelle des Schachtes und der beiden Verschlüsse nicht schematisch nach dem der Ausschreibung zugrunde gelegten Entwurf festzuhalten, sondern hierfür den Teil des Stollens zu bestimmen, der im besten Gebirge liegt. Glücklicherweise war es gerade der Teil oberhalb und unterhalb der künftigen Sperrmauer, wo beim Ausbruch des Stollens auf etwa 60 m keinerlei Verzimmerung notwendig wurde und das Gebirge sich als vollkommen gesund, dicht und gut verspannt erwies. Nach Beschaffenheit des Gesteins empfiehlt es sich, den Schacht in etwa 105 m Enrfernnng vom Einlauf abzuteufen. Auf Blatt 16 ist die früher in Aussicht genommene Lage des Schachtes eingezeichnet und die beabsichtigte Verlegung durch eine strichpunktierte Linie angegeben.

Im Übrigen ändert die Verlegung an der Konstruktion des Schachtes wenig, nur der frei im Wasser stehende Teil wird niedriger und die Verbindnngsbrücke nach der Mauer kürzer, sodaß möglicherweise eine Aufschüttung an ihre Stelle treten kann und der Schachttnrm nicht mehr frei im Wasser, sondern mit dem Lande in Verbindung steht.

Größe des Staubeckens.

In den beiden vergangenen Jahren sind die Abfluß-mengen der vereinigten Möhne und Heve an einer Meßstelle unterhalb der Banstelle festgestellt worden. Die Messungen sind in der Anlage: „Wasserwirtschaftliche Verhältnisse der Möhne und Wasserwirtschaftsplan der Möhnetalsperre" näher beschrieben und haben

ergeben, daß man die jährliche Abflußmenge der Möhne und Heve an der Absperrungsstelle zu etwa 245 Mill. cbm annehmen kann. Die mittlere sekundliche Abflußmenge ist darnach

7,8 cbm, oder bei 416 qkm Niederschlaggebiet 18,7 1/qkm.

Die in dem Entwurf zum ersten Teile der Bauarbeiten ausgesprochene Erwartung, daß die mittlere jährliche Abflußmenge der Möhne 230 bis 240 Mill. cbm betragen, ist also durch die Messungen der beiden letzten Jahre noch etwas übertreffen worden.

Nach dem Entwurf vom Januar 1907 war für die Möhnetalfperre zunächst ein Stauinhalt von 125 Mill. cbm geplant und eine Vergrößerung des Inhalts auf 130 Mill. cbm durch Erhöhung der Ueberfallkanten um 50 cm vorbehalten. Diese Absicht ist insofern geändert worden, als nunmehr nach dem etwas günstigeren Ergebnis der Messungen von vornherein ein Stauinhalt von 130 Mill. cbm erzielt werden soll.

Höhenlage der Mauerkrone.

Bei dem Inhalt von 130 Mill. cbm ist der Abstand von Überlaufkante und Mauerkrone auf 1,20 m festgesetzt, während er im Entwurf vom Januar 1907 nach Vergrößerung des Inhalts von 125 auf 130 Mill. cbm nur 1 m betragen sollte. Über dies im Ruhrgebiet im allgemeinen übliche Maß wurde also mit Rücksicht auf die Größe des Staubeckens hinaus gegangen, indessen brauchte der Abstand doch nicht wesentlich vergrößert zu werden, da die Wasserfläche der Möhnetalsperre zu den sturmgefährlichen Winden günstig liegt und die Mauer daher kaum unter besonders großem Wellenschlag zu leiden haben wird. In den beigefügten „Untersuchungen über den Einfluß des Windes auf die Seefläche und die Staumauer" ist dies näher nachgewiesen.

Die Mauerkrone liegt nach dem vorliegenden Entwurf etwas höher, als nach dem vom Januar 1907, und zwar auf Ord. 214,50 gegenüber 214,20. Von dem Unterschied entfallen 20 cm auf den größeren Abstand von Mauerkrone und Überfallkante, 10 cm auf die schärfere Feststellung des Stauinhalts im Tale durch Berichtigung einer Abweichung in der Tachymeteranfnahme. Die Mauer erhält nunmehr eine größte Höhe von 40,30 m, vorausgesetzt, daß im Fundament der vorgesehene Erd- und Felsaushub von 7 m Gesamttiefe zur Gewinnung einer gesunden Gründungssohle unvermindert zur Ausführung kommen muß.

Gründe für die Wahl eines verhältnismäßig großen Stauinhalts.

Mit 130 Mill. cbm wird der Stauinhalt der Möhnetalfperre 53 %> des mittleren jährlichen Zuflusses von 245 Mill. cbm betragen. Der Inhalt ist also größer, als man ihn bisher bei gleichem Zufluß zu wählen pflegte, und es bleibt zur Erledigung einer hierhin zielenden

Forderung der ministeriellen Prüfungsbemerkungen vom

3. August 1907 nachzuweisen, daß er für den vorliegenden Fall nicht zu groß bemessen ist.

Die Werke im Möhnetal unterhalb der Talsperre, die mit Wasserkraft arbeiten, haben als größte Aufschlagwassermenge der Motoren 3,35 cbm/sek angegeben. Dies ist der Wasserbedarf der Holzschleiferei und Pappenfabrik bei Niederense, die bei Tag 3 cbm, in der Nacht, wo eine weitere Turbine für die Beleuchtung eingeschaltet wird, 3,35 cbm benötigt. Das Niederschlaggebiet zwischen der Pappenfabrik und der Talsperre ist 15 qkm groß und liefert als Mittelwasser

— 0,28 — 2,90 cbm/sek zu decken.

15 . 18,7 = 280 1/sek. Aus der Talsperre bleiben also 3,35 + 3,00

Nach 17 jährigen Messungen an den Zuflüssen der Remscheider Talsperre*) kann erwartet werden, daß in der abflußreichen Jahreszeit, d. h. in den 5 Monaten von November bis März einschl., durchschnittlich 62,7% des Mittelwassers oder 153,6 Mill. cbm zufließen. Für den Bedarf der Wassermotoren im unteren Möhnetal müssen bei Tag- und Nachtbetrieb während der 151 Tage von

November bis März einschl., von denen nur

300

365

• 151 als

300 . 151 . 86400.2,9

365

Arbeitstage in Betracht kommen,

= 31,1 Mill. cbm abgegeben werden, sodaß 153,6 — 31,1 = 122,5 Mill. cbm aufgespeichert werden können. Der Unterschied von 130 — 122,5 = 7,5 Mill. cbm oder 5,8% des Inhalts ist die bei Beginn der erneuten Füllung noch verfügbare Reserve.

Wie notwendig es ist, bei der Festlegung des Stauinhalts von Talsperren für Trinkwasserzwecke über die früher üblichen Abmessungen von 25 bis 35% des Zuflusses hinauszugehen, zeigt auch folgende Überlegung: In besonders trockenen Jahren wie 1893 und 1894 sinkt nach Beobachtungen an der Remscheider Talsperre die Abflußmenge während der 6 trockenen Monate unter Umständen bis auf 4% des mittleren jährlichen Zuflusses. Soll während dieser Zeit dauernd das normale Mittelwasser, d. h. der mittlere jährliche Zufluß Q aus der Talsperre abgegeben werden, so ergibt sich der notwendige Stauinhalt J, wenn am Schlüsse der Trockenzeit noch 5% des Inhalts als eisener Bestand im Becken vorhanden sein sollen, aus der Gleichung

0,04 Q + 0,95 J = 12 0,46 Q

oQ

0,95

= 0,484 Q

Wenn der Inhalt im vorliegenden Fall mit 0,53 Q noch

*) Zentralblatt der Bauverwaltung 1905 Nr. 52 Tabelle 1.

etwas größer gewählt ist, so gewährt dies die Möglichkeit, aus besonders abflußreichen Jahren noch einige Millionen cbm für besonders trockene Zeiten hinüberzuretten, d. h. ein wenig über die Jahre auszugleichen. Gerade im Ruhrgebiet wird die letztgenannte Art der Wasseraufspeicherung auf die Dauer immer größere Wichtigkeit gewinnen, und es darf angenommen werden, daß man künftig zur Erhaltung einer normalen Wasserabgabe in besonders trockenen Jahren Stauanlagen errichten wird, die 60, 70 °/o und noch mehr des jährlichen Zuflusses fassen. In normalen Jahren werden sie nur zum Teil entleert werden, in besonders trockenen Jahren aber ganz; sie füllen sich dann erst wieder völlig nach Eintritt eines besonders abflußreichen Jahres.

Durch die vorstehenden Ausführungen sollte nur nachgewiesen werden, daß der Inhalt der Möhnetalsperre mit 130 Mill. cbm nicht zu groß bemessen ist. In Wirklichkeit wird nicht dauernd Mittelwasser abgegeben, sondern der Betrieb muß mit dem Bedarf der Ruhrwasserwerke und der Abgabe aus den übrigen Talsperren des Ruhrgebiets in Übereinstimmung gebracht werden, auch ist die geplante Wnsserkraftgewinnung an der Talsperre nach Möglichkeit zu berücksichtigen. Dieser eigentliche WasserwirtschaftsPlan ist in der Anlage: „Wasserwirtschaftliche Verhältnisse des Möhnetales und Wasserwirtschaftsplan der Möhnetalsperre" enthalten.

Mauerquerschnitt.

Das Profil der Sperrmauer war bereits im Entwurf vom Januar 1907 zum ersten Teil der Bailausführung mit Rücksicht daraus der Prüfung unterbreitet, daß der Aushub der Baugrube von den Abmessungen des Mauerprofils abhängig ist. Die statische Berechnung, die damals in der Provinzialinstanz bereits rechnerisch nachgeprüft worden war, ist mit den zugehörigen Erläuterungen und 2 Blatt Zeichnungen der Vollständigkeit halber diesem Entwurf nochmals beigefügt. Aus ihr geht hervor, daß die Höchstspannung des Untergrundes 8,03 kg betragen wird und daß selbst bei Eintreten des vollen Unter drucks im Profil keine Zugspannungen auftreten werden, eine sehr weitgehende Vorsichtsmaßregel, wie sie bisher nur einmal, nämlich bei der Talsperre bei Marklissa, geübt worden ist.

Im vorliegenden Fall war diese große Sicherheit gegenüber den ungünstigen Annahmen für das Eintreten von Unterdrück nicht von vornherein beabsichtigt, sondern sie ist eine Folge der Profilverbreiterung, die zur Jnne-haltung der als zulässig erachteten Höchstspannung des Untergrundes von 8 kg/qcm notwendig wurde. Bei Annahme von Unterdrück hat die Vermeidung von Zugspannungen, also die Berechnung nach der sog. Kerntheorie, eigentlich keine Bedeutung mehr, weil der volle

Unterdrück nur eintreten kann, wenn die Fuge in ihrer ganzen Breite klafft, die Zugspannung also schon überwunden ist. Es genügt deshalb, wenn man mit Unterdrück rechnen will, daß bei Eintreten des vollen Unterdrucks die Schlußkraft zwar über die Kerngrenze hinaustritt, aber doch so entfernt von der Vorderkante der Mauer verläuft, daß die Spannungen an der Luftseite das zulässige Maß nicht überschreiten.

In den ministeriellen Prüfungsbemerkungen vom

3. August 1907 wurde das vorgeschlagene Mauerprofil wie folgt beurteilt:

a)    Bevor über die Zulässigkeit der in Rechnung gestellten größten Belastung des Untergrundes mit 8 kg/qcm entschieden werden kann, ist das Verhältnis der anteiligen Flächen der weichen (Schiefer-) und der harten(Sandstein-)Schichten in derGründnngs-sohle der Sperrmauer festzustellen (s. Prüfungsbemerkungen vom 28. Oktober 1906, Absatz 5). Hierfür empfiehlt es sich, wie schon von der Vorprüfung hervorgehoben ist, Längs- und Querschlitze in der Baugrubensohle bis auf den Fels hinabzutreiben. Um die Beschaffenheit des Baugrundes sicher beurteilen zu können, wird nach vollständigem Ausheben der Baugrube eine Besichtigung durch die technischen Beamten aller zuständigen Instanzen stattzufinden haben. Ferner sind die in dem weichen Schiefer vorgenommenen Belastungsproben eingehend

. darzustellen, und die Ergebnisse der Festigkeitsversuche mit den weichen Schiefer und dem Sandstein vorzulegen.

b)    Der gegen den Vorentwurf vom 20. April 1906 wesentlich verstärkte Querschnitt der Sperrmauer erscheint ausreichend standsicher bemessen, sofern der Untergrund die errechnete Belastung von im Maximum 8,03 kg/qcm aufzunehmen vermag.

Untersuchungen der

Die in den Prüfungsbemerkungen empfohlene Aus-Festigkeit des Baugrundes. Hebung von Längs- und Querschlitzen in der Baugrubensohle bis auf das Felsfundament hinab hat bisher nicht ausgeführt werden können; eine solche Arbeit ist im Möhnetal wegen des durchlässigen Kiesbodens und des hierdurch verursachten Zudrangs von Wasser erst krach Aufstellung einer großen Wasserhaltungsanlage möglich. Da aber der Bagger den Aushub der Baugrube binnen wenigen Tagen beginnen wird, so wird die Beschaffenheit des ganzen Felsfundamentes in einigen Monaten festgestellt werden können. Mit den Grauwackesteinen, die die härteren Bänke des Untergrundes bilden, sind in der Königl. Versuchsanstalt zu Großlichterfelde Belastungsproben vorgenommen worden,

die nach einem Zeugnis vom 4. Sept. 1906 eine Druckfestigkeit (als Mittel von je 10 Versuchen) von 1553 bis 1582 kg/qcm ergeben haben.

Die Belastungsproben der weicheren Schieferschichten waren in folgender Weise vorgenommen: Im Juni 1906 wurde an einer Stelle der Baugrube am linken Hang, an der Schiefer anstand, in Abständen von etwa 1 m vier kleine Flächen, die die Ecken eines Quadrats bildeten, eingeebnet und glatt geschliffen. Auf diese wurden kleine gußeiserne Pfeiler, und zwar Gewichtsteine von 1 kg mit glatt geschliffenen Sohlflächen, aufgesetzt, die eine quadratische, mit Eisen beschlagene Holzplatte trugen. Die Platte wurde mit Ziegelsteinen solange belastet, bis die Grundflächen der gußeisernen Pfeiler den gewünschten Druck auf den Untergrund übertrugen. Die Belastung wurde im Juli bis zu 40 kg/qcm gesteigert. Nachdem diese Last über 5 Monate auf dem Untergrund geruht hatte, wurden im Dezember 1906 die Ziegelsteine wieder abgeladen und untersucht, ob an den belasteten Flächen sich Eindrücke öder Verschiebungen im Schiefergestein zeigten, was aber nicht der Fall war. Es wird beabsichtigt, diese verhältnismäßig einfache Untersuchung nach Aushub der Baugrube an mehreren Stellen zu wiederholen, und gegebenfalls die Probebelastnng bis auf das Zehnfache des höchsten Druckes der Sperrmauer, d. h. bis auf 80 kg/qcm zu steigern. Nach den bisherigen Untersuchungen wird dem Untergrund die vorgesehene Belastung von 8 kg/qcm unbedenklich zugemutet werden können, umsomehr, als nach dem Gesteinsbefund im Stollen zu erwarten ist, daß mehr wie 60 v. H. der Grundfläche auf die festere Grauwacke entfallen.

Konstruktion der Sperrmauer.

Die Mauer der Möhnetalsperre erhält wie alle deutschen Sperrmauern eine gekrümmte Grundrißform, um dem Eintreten von Rissen bei Bewegungen der Mauer durch den Wasserdruck und bei Temperaturänderungen vorzubeugen. Die Krümmungslinie ist nicht wie gewöhnlich ein Kreisbogen, sondern eine Parabel, weil diese Kurve die Stützlinie eines Gewölbes bei gleichmäßig verteilter Last ist. Die Parabel ist in der Mitte stärker, an den Seiten flacher gekrümmt, als ein ihr möglichst ähnlicher Kreisbogen, und gestattet einen guten, nicht zu spitzwinkligen Anschluß des Mauerwerks an die Talhänge.

Der Mauerkörper der Sperrmauer soll im wesentlichen aus Bruchsteinmauerwerk in Zementtraßmörtel errichtet werden. Beton soll nur für einzelne Teile, wie die Sohle, der Rohrstollen und Schächte, das Fundament der Einlaufstollen und des Sturzbettes, die Überläufe, die Abdeckung der Mauer usw. verwendet werden, ferner für die Ausfüllung von Ungleichheiten der Fnndamentsohle vor dem

Ansetzen des Bruchsteinmauerwerks sowie für die Ausfüllung des Spaltes zwischen dem wasserseitigen Mauerfuß und dem Felssundament. Es wird vorerst nicht beabsichtigt, in der Fundamentsohle eine starke Betonlage einzubringen, denn im Talsperrenbau waren die Erfahrungen mit Beton hinsichtlich der Wasserdichtigkeit ungünstiger als mit Mauerwerk. Ob es sich empfiehlt, zur gleichmäßigen Übertragung des Druckes ans die verschiedenartigen Gesteinsschichten des Untergrundes, die aus einem Wechsel von Grauwacke und Schiefer bestehen, eine stärkere Betonlage einzubringen, kann erst nach Aufdeckung der Felssohle endgültig entschieden werden. Es ist übrigens auch anzunehmen, daß ein starker Mauerkörper den Druck ebenso gleichmäßig auf den Untergrund verteilt, wie eine Betonplatte.

Maßregeln zur Erzielung von Wasserdichtigkeit.

Bei der Konstruktion der Sperrmauer wurde der Wasserdichtigkeit große Aufmerksamkeit geschenkt. Bei den älteren rheinisch-westfälischen Talsperren ist der zur Erzielung von Wasserdichtigkeit dienende Putz am unteren Teil der Mauer durch eine Erdhinterfüllnng geschützt, der obere Teil durch vorgesetztes Verblendungsmauerwerk, das die ungünstigen Einwirkungen von Frost, Wellenschlag und Sonnenbestrahlung fern halten soll. Da sich gezeigt hat, daß die Verblendung nicht nur diesen Zweck erfüllt, sondern auch ein vorzüglicher Schutz für die Wasserdichtigkeit der Mauer ist, da es ferner erwünscht ist, wenn der wasserseitige Mauerfuß an der Stelle, wo er sich auf den Felsen aufsetzt, einen erhöhten Schutz gegen Undichtigkeit erhält — denn gerade der Anschluß des Mauerwerks an das Felsfundament ist eine der schwierigsten Aufgaben des ganzen Talsperrenbaues — so ist in diesem Entwurf die Verblendung an der Wasserseite nicht nur am oberen Teil der Mauer vorgesehen, sondern bis zum Fuß durchgeführt.

Der Mauerkörper selbst erhält in üblicher Weise an der Wasserseite schwalbenschwanzförmige Verzahnungen. Die Verblendung, die in diese eingreift, soll im unteren Teile soweit verputzt werden, wie die auch hier zur Anwendung kommende Erdhinterfüllnng reicht, denn es ist erwünscht, daß in dem Teile des wasserseitigen Mauerkörpers, der durch die Erdhinterfüllnng für immer nahezu unzugänglich wird, die Konstruktion in der denkbar vollkommensten Weise hergestellt wird, damit es niemals notwendig wird, weitere Maßregeln zur Erhöhung der Wasserdichtigkeit an dieser Stelle zu treffen. Die Erdhinterfüllung reicht etwa bis zur halben Mauerhöhe und ist nach der Wasserseite 1:2 geböscht. Unmittelbar hinter der Mauer wird eine 2 m starke steinfreie Lehmhinterfüllung eingestampft werden. Es ist bei Schürfungen auf der Suche nach Bausteinen gelungen, in der Nähe der Mauer eine Stelle zu finden, an der voraussichtlich

die ganze für den vorliegenden Fall erforderliche Lehmmenge in vorzüglicher Beschaffenheit gewonnen werden kann.

Drainage.

Zur unschädlichen Ableitung des durch die Risse des Putzes etwa in die Mauer eindringenden Wassers ist ebenso wie bei den vonJntze erbauten Staumauern eine Drainage angeordnet, und zwar ist diese gegenüber den früheren Ausführungen konstruktiv noch etwas erweitert worden. Es ist nämlich eine doppelte Drainage vorgesehen, d. h. die Drainagerohre sollen in zwei Reihen verlegt werden, sodaß das Sickerwasser, das etwa die erste Reihe passiert hat, noch Gelegenheit findet, in der zweiten Reihe abzufließen. Die Drainagestränge sind in der Mitte geteilt und die Hälften münden in zwei getrennte Sammelleitungen. Das in der oberen Leitung gesammelte Wasser gelangt durch einzelne in 26 m Abstand angeordnete Fallrohre in die untere Leitung, die in die Rohrstollen mündet. Durch die Anordnung von zwei Sammelleitungen soll ein Übelstand vermieden werden, der sich bei früheren Ausführungen gezeigt hat. Es ist nämlich sehr schwierig, die einzelnen Drainagestränge während der Dauer der Bauausführung vor der Verstopfung durch herabfallenden Mörtel zu schützen. Diese Gefahr wird auf die Hälfte vermindert, wenn die Drainagen in halber Mauerhöhe verschlossen werden und die oberhalb liegenden Sickerrohre eine eigene Ableitung erhalten.

Entnahme- und Entlastnngsanlagen

Außer der Drainage oberhalb der Rohrstollen ist noch eine Sohlendrainage vorgesehen, die das Eintreten von Unterdrück in der Fundamentsohle möglichst verhüten soll. Da der Abfluß der Sammelleitung für die Sohlendrainage ebenfalls durch die Rohrstollen erfolgt, so werden die Steigerohre ständig unter Wasser stehen: immerhin ist die Druckhöhe des Wassers zwischen Sohlendrainage und Mauervorderkante auf den Abstand von Fundamentsohle und Sammelleitung, d. h. auf höchstens 7,60 m beschränkt (Blatt 15). Der kurze Zwischenraum von etwa 2 m Höhe zwischen den Sammelleitungen der Sohlendrainage und der Hauptdrainage ist durch kurze Rohrstücke mit eigener Sammelleitung ebenfalls entwässert, sodaß in der ganzen wasserseitigen Mauerfläche ein Netz von Sickerrohren vorhanden ist, um das Durchdringen von Wasser möglichst zu verhindern. Sämtliche Drainagerohre sollen am oberen Ende Muffen erhalten, da es sich gezeigt hat, daß die glatten Rohre sich beim Auseinandersetzen leicht verschieben, trotz eingeführter Holzstöpsel. Die Sammelrohre sollen aus glasierten Tonrohren bestehen, je nach der Größe der entwässerten Fläche einen Durchmesser von 100 bis 150 mm erhalten und im Gefälle von 1:50 bis 1:60 verlegt werden. Die Entnahme des Wassers aus dem Sperrbecken ' erfolgt im allgemeinen durch vier schmiedeeiserne Rohre,

die in der Höhe der Talsohle die Mauer durchqueren, und zwar wegen ihrer Größe jedes für sich in einem besonderen Rohrstollen. Sie sind zu je 2 .auf beiden Seiten des Tales angeordnet und führen talabwärts zu dem später unterhalb der Talsperre anzulegenden Elektrizitätswerk. Jedes Rohr erhält außerdem einen Stutzen, der es gestattet, das Wasser auch unmittelbar an das Sturzbett und weiter an die Möhne abzugeben.

Die Leistungsfähigkeit der genannten 4 Rohre würde für den normalen Betrieb völlig genügen. Die Aufsichtsbehörden haben aber bei den neueren deutschen Talsperrenbauten, etwa vom Jahre 1900 an, die Forderung gestellt, daß die Ablaßvorrichtungen solche Abmessungen erhalten, daß die größte jemals zufließende Hochwassermenge abgegeben werden kann, und zwar bei einem Wasserstand im Staubecken, der so bemessen ist, daß die Drucklinie etwa durch die Mitte der Fnndamentfuge verläuft. Hierdurch soll erreicht werden, daß man im Gefahrfalle mit Sicherheit, auch beim Zufluß des größten Hochwassers, den Stauspiegel bis auf den genannten Wasserstand, der im allgemeinen in ⁸/₄ der vollen Stauhöhe liegt, absenken kann.

Diese Forderung ist sehr weitgehend und besteht m. W. nur im deutschen Talsperrenbau. Sie hat die unangenehme Folge, daß sehr große Entlastungsanlagen notwendig werden, die den Mauerkörper schwächen. Verfasser vertritt die Ansicht, daß die Entlastungsanlagen ausreichend groß bemessen sind, wenn bei gefülltem Becken das größte Hochwasser abgegeben, der Stauspiegel also mit Sicherheit unter den normalenHöch st stand gesenkt werden kann. Im vorliegenden Fall besteht allerdings wegen des ungewöhnlich starken Profils der Möhnetalsperre zwischen den beiden Forderungen kein großer Unterschied, weil auch bei gefülltem Becken die Drucklinie die Fundamentfuge nahe der Mitte schneidet. Demnach sind die Entlastungsanlagen der Möhnetalsperre unter Erfüllung der weitgehendsten Forderungen so bemessen worden, daß bei einem Wasserstand von 210,0 über N. N. oder 3,30 m unter Überlaufkante, bei dem nach dem Anhang der statischen Berechnung die Schlußkraft durch die Mitte der Fundamentfuge geht, das größte Hochwasser von 292 cbm sek abgegeben werden kann. Hierfür wurde es erforderlich, außer den 4 Grundablässen und den 3 Rohren im Verschlußpfropfen des Stollens noch 4 sog. Notauslaßrohre im oberen Teil der Mauer anzuordnen, je 2 an jeder Talseite. Insgesamt sind also 11 Rohre vorhanden, die, wie bei der Beschreibung des Stollens erläutert, sämtlich den gleichen Durchmesser von 1400 mm erhalten sollen, zusammen also einen lichten Querschnitt von 16,92 qm besitzen.

Die Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen ist in einer besonderen Berechnung nachgewiesen und zeichnerisch dargestellt. Bei gefülltem Becken kann durch die 11 Rohre eine Wassermenge von 322,5 cbm/sek abgegeben werden, also 30,5 cbm mehr, wie die größte Hochwassermenge von 292 cbm/sek. Beim größten Hochwasser kann das Wasser im Becken so lange und so weit gesenkt werden, bis die Abgabe der Rohre dem größten sekundlichen Zufluß gleich geworden ist, was bei einem Wasserstande von 209,65 m über N. N. erreicht wird. Der Stauspiegel kann also auch beim dauernden Zufluß der größten sekundlichen Hochwassermenge noch 35 cm unter Ord. 210,0 gesenkt werden, den Wasserstand, bei dem die Schlußkraft aller angreifenden Kräfte die Mitte der Fundamentfuge schneidet.

Die Notauslässe gewähren durch ihre Lage im oberen Teil der Mauer noch die Möglichkeit, nötigenfalls eine selbsttätige Regulierung des Wasserstandes im Staubecken durchzuführen. Läßt man nämlich die 4 Rohre im oberen Teil der Mauer dauernd offen, sodaß das Wasser im allgemeinen in Höhe der Unterkante des tieferen Notauslaßrohres steht, und es tritt dann das größte bisher beobachtete Hochwasser ein, so vermag dieses, wie im zweiten Abschnitt der Berechnung der Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen nachgewiesen ist, das Becken nur bis Ord. 209,20 m zu füllen, ivorauf das Wasser wieder zu sinken beginnt. Es ist also in jeder Hinsicht die größte Sicherheit durch ausreichende Bemessung der Ablaßvorrichtungen geboten.

Rohrstollen und Schieberschächte der Grundablässe.

Die 4 Hauptentnahmerohre (Grundablässe) sind in Gruppen zu je 2 an beiden Talseiten angeordnet. Jedes dieser Rohre liegt in einem besonderen Rohrstollen mit zugehörigem Schieberschacht und Einlaufstollen, und zwar ist der Abstand der Mittellinien der beiden Rohre an jeder Talseite 14 m. Der zwischen den zugehörigen Rohrstollen verbleibende Mauerkörper hat eine Stärke von 11,60 m. Die 4 Einlaufstollen werden gegen die zugehörigen Schieberschächte und diese gegen die Rohrstollen der Sperrmauer durch Ziegelpfropfen verschlossen, in denen die Entnahme-rohre mit Dichtungsringen eingemauert werden. Die Ausführung dieser Mauerkörper erfolgt in einzelnen Ringen, die sich keilförmig in das Mauerwerk einfügen; jeder Ring wird vor dem Ansetzen des nächsten wasserdicht verputzt.

Die Einlaufstollen unter der Erdschüttung erhielten bei den älteren Ausführungen meist nur eine Flachgründung auf dem Lehmboden der Talsohle. Der größeren Sicherheit halber, weil man befürchten muß, daß unter der Last der Hinterfüllung der Einlanfstollen von dem Schachtkörper abreißt, ist im vorliegenden Entwurf die Betongründnng bis

zur Felssohle hinabgeführt, und zwar zur Ersparung von Mauerwerk durch eine Gewölbekonstruktion (vgl. Blatt 10). Vor jedem Einlauf wird zur Abhaltung von Geschiebe, Treibholz usw. ein Rechen angebracht, außerdem sind Dammsalze vorgesehen, sodaß man die Stollen nötigenfalls trocken legen kann.

Die vier Schieber schachte können gegen das Staubecken durch einen Rohrschieber abgeschlossen werden; öffnet man dann den Flachschieber des Grundablasses, so läuft der Schacht trocken und kann durch das angeordnete System von Steigeleitern und Podesten bestiegen werden, vorausgesetzt, daß sich die Wandungen als genügend wasserdicht erweisen. Da es sich gezeigt hat, daß zur Erzielung eines wasserdichten Schachtes bei der verhältnismäßig geringen Wandstärke dieser Türme ein einfacher Putz nicht ausreicht, so ist ein doppelter Putz vorgesehen, derart, daß der Schacht nach Ausführung der ersten Putzschicht mit einer 25 cm starken Ziegel- oder Betonschicht verblendet und im Äußeren nochmals verputzt wird.

Notliuslässe.

Zur Verminderung der Fallhöhe des abströmenden Wassers sind die Notauslässe an die beiden Talhänge verlegt und entwässern nach den Kaskaden. Die Rohre derselben liegen ähnlich wie die der Grundablässe in paarweise angeordneten Rohrstollen, die gegen die Wasserseite durch Ziegelpfropfen verschlossen werden. Der Mauerkörper, der zwischen zwei zusammengehörenden Stollen verbleibt, hat eine Stärke von 5 m; das Schieberhaus ist für beide Rohrstollen gemeinsam. Die Rohre münden nicht unmittelbar in die Kaskade, sondern zur Verminderung der Wucht des Sturzes zunächst in gemauerte Überlaufbecken, deren Sohle von einer größeren Anzahl lotrechter Abflußrohre von 15 cm Durchmesser durchsetzt ist. Das Wasser, das aus den Notauslässen in diese Becken gelangt, fließt, solange die Abgabe klein ist, durch die Rohre in der Sohle ab. Wenn eine größere Wassermenge abgegeben wird, genügen diese Rohre nicht mehr, die beiden Becken füllen sich und die Überläufe werden überströmt (Blatt 14). Unterhalb der Abflußbecken ist in der Kaskade ein etwa 15 m breites und 1 m tiefes Wasserpolster zur weiteren Beruhigung des abströmenden Wassers vorgesehen.

Die Verschlüsse der Rohre sind zum Teil schon erwähnt worden. Es sind vorgesehen: Für den Verschluß der 3 Rohre im Schacht des Umlaufstollens an der Wasserseite ein Rohrschieber, an der Luftseite ein Flachschieber, als Verschlüsse für die 4 Grundablässe zwischen Einlaufstollen und Schieberschacht ein Rohrschieber, zwischen Schacht und Mauer ein Flachschieber und im Schieberhaus 2 Rohrschieber, einer für die Leitung nach dem Elektrizitätswerk, der zweite

für den Verschluß des Stutzens, aus dem unmittelbar Wasser an das Sturzbett und weiter an den Fluß abgegeben werden kann. Die erwähnten Rohrschieber sind sämtlich mit Rücksicht ans den großen Wasserdruck von normaler Baulänge. Als Verschlüsse der Notauslässe sind an der Wasserseite ein Flachschieber und im Schieberhaus ein Rohrschieber von kurzer Baulänge vorgesehen, da diese hier wegen des geringeren Wasserdrucks ausreichen. Insgesamt sind also 3.2 + 4.4 + 4.2 = 30 Verschlüsse mit den zugehörigen Gestängen und Windwerken einzubauen.

Für Rohr- und Flachschieber haben sich im Verlauf der verschiedenen Bauausführungen von Talsperren gewisse Normalien herausgebildet, ohne daß behauptet werden kann, daß die Konstruktionen in allen Teilen voll befriedigten. Da aber noch mehrere Jahre vergehen werden, bis die Rohre eingebaut werden müssen, so werden bis dahin in den Einzelheiten der Verschlüsse wohl noch manche Verbesserungen erzielt werden. Es ist selbstverständlich, daß man das beste wählen wird, was zur Zeit des Einbaues geliefert werden kann. Die Beschaffung der Rohre und Schieber erfolgt durch die Bauleitung selbst und wird beim Beginn der Bauarbeiten nicht mit vergeben.

Bei den Abmessungen der Schieberschächte ist Wert darauf gelegt, daß die in der Sohle derselben liegenden Schieber nötigenfalls ausgewechselt ln er Den können; demnach haben der Schacht am Umlaufstollen und die vier Schiebertürme einen sv großen Durchmesser erhalten, daß zwischen den Trägern der Podeste ein Raum offen bleibt, der weit genug ist, um einen Schieber hindurchzulassen. Die Leitern, die die Schächte besteigbar machen, können zurückgeklappt werden, sodaß der mittlere Raum des Turmes frei wird.

Die Winden sollen so große Übersetzungen erhalten, daß sie die Bedienung der Schieber durch einen Mann ermöglichen. Sie sind mit Ausnahme der Winden für die Flachschieber der Notauslässe überdeckt und vor den Unbilden der Witterung geschützt. Die Gestänge bestehen aus Uff Eisen N. P. 14 und werden in Abständen von 5,00 m durch Rollenführungen gegen Ausknicken gesichert.

Sämtliche Rohre sollen aus Schmiedeeisen hergestellt, geschweißt und asphaltiert werden. Die Stücke, die in die Ziegelpfropfen eingebaut werden, erhalten 20 mm Wandstärke und aufgeschweißte Dichtungsringe. Die Eiseneinbauten der Türme, Gestänge, Rollenführungen, Träger, Podeste und Steigeleitern sind in verzinktem Eisen vorgesehen.

Selbsttätige Entlastung des

Für den Fall, daß bei gefülltem Becken und Staubeckens; überlanfe. geschlossenen Rohren Hochwasser eintritt, geschieht die

Entlastung zunächst durch zwei an beiden Talseiten angeordnete

Überläufe von zusammen 315,20 m Überlauflänge. Sobald das Wasser 10 cm über die Kanten dieser Überfälle, die 1,20 in unter Mauerkrone liegen, gestiegen ist, beginnt es auch über den 264 m langen Überlauf in der Mauerkrone abzufließen, der aus 88 überwölbten Öffnungen von je 3,0 m Spannweite besteht. Die Ablaufbecken der seitlichen Überfälle erhalten zur Vermeidung einer zu großen Konstruktionslänge eine Anzahl von schmalen Überwölbungen, die Rinnen bilden, deren Kanten ebenfalls überströmt werden. (Blatt 13.) Bei der großen Überlauflänge von 315,20 + 264 in, zusammen annähernd 580 m, bleibt die Strahldicke selbst beim größten Hochwasser gering. Sie läßt sich im vorliegenden Falle etwas schwerer feststellen, als bei der gewöhnlichen Konstruktion langgestreckter Über-laufkanten, weil sich in den Querrinnen, die die Ablaufbecken der seitlichen Überläufe überdecken, bei großem Zufluß ein gewisses Gefälle einstellt, fodaß die Überlauf-kanten dieser Rinnen in der Nähe der Landseite in geringerer Strahldicke überströmt werden, als an der Wasserfeite. In der hierüber angestellten Berechnung (Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen, Teil C: Bestimmung der größten Strahldicke an den Überläufen) ist nachgewiesen, daß sich beim größten Hochwasser in den Rinnen ein Wasserspiegelgefälle von etwa 1:150 einstellen wird, sodaß in der längsten Rinne, der nächsten an der Mauer, der Unterschied in der Strahldicke an der Wasserseite und an der Landseite 11 cm betragen wird.

Bei dauerndem Zufluß von 292 cbm/sek wird der Wasserspiegel höchstens 44 cm über die in Höhe von 213,30 in liegende Überfallkante der seitlichen Überfälle, also 34 cm über die Überfallkante der Sperrmauer, ansteigen, und somit noch 76 cm von der Mauerkrone entfernt bleiben. In Wirklichkeit wird aber die größte Strahldicke noch geringer werden, da ein großer Teil des zufließenden Hochwassers aufgestaut werden muß, damit die Strahldicke am Überlauf zustande komint. Hieraus folgt, daß während des Hochwassers am Überlauf eine geringere Wassermenge abfließt, als gleichzeitig in das Staubecken einströmt. Auch ist zu berücksichtigen, daß die größte Hochwassermenge von 292 cbm sek nicht tagelang, sondern höchstens während einiger Stunden zufließt. In dem „Allgemeinen Entwurf zur Anlage einer Talsperre im Möhnetal" vom April 1906 war eine genaue Berechnung der größten zu erwartenden Überlaufstrahldicke gegeben, die unter der Annahme einer größten Hochwassermenge von rd. 380 cbm/sek — die Abflußmenge des Hochwassers vom November 1890, nämlich 292 cbm sek, war damals noch nicht berechnet — eine größte Strahldicke von 45 cm ergab. Legt man die

Zahl 292 cbm/sek zugrunde, so ist die größte wahrscheinliche Überlaufstrahldicke nur etwa zu 35 cm anzunehmen, sodaß ein sanftes Abströmen des überlaufenden Wassers gesichert ist.

Die Querrinnen über den Ablaufbecken werden von Wasser überdeckt, sobald ein Wasserstand von 1,20 m unter der Überfallkante (Ord. 213,30) erreicht ist. Der Wasserdichtigkeit dieser Rinnen war daher besondere Aufmerksamkeit zuzuwenden. Eine tunlichst große Dichtigkeit soll dadurch erzielt werden, daß die Rinnen, die in Beton ausgeführt werden sollen, zunächst geputzt werden und dann als Abdeckung eine Ziegelrollschicht erhalten, die nötigenfalls nochmals geputzt werden soll. Jede Rinne kann durch Dammbalken vom Staubecken abgeschlossen, also außer Betrieb gesetzt werden.

Ü6erläuft der Mauerkrone, Fahrbahn und Brüstung.

Die Überläufe in der Sperrmauer sollen zur Erleichterung der Herstellung einer genau wagerechten Überlaufkante einen 10 cm hohen, 1 m breiten Wulst erhalten; es sieht schlecht aus, wenn bei gefülltem Becken nicht alle Überläufe gleichzeitig und gleichmäßig überströmt werden. Sie sind mit Betongewölben von 3 m Spannweite überdeckt, die im Scheitel an der Wasserseite 35 cm stark sind und nach der Luftseite zu auf 50 cm zunehmen. Die Mauerkrone hat im Entwurf eine Breite von 6 m, wovon 4,50 m auf einen Fahrweg, der Rest auf die gemauerte Brüstung an der Luftseite und einen Fußweg an der Wasserseite entfallen. Es ist nicht ausgeschlossen, daß bei der Ausführung die Mauerkrone zwecks Herstellung eines breiteren Fußweges auf etwa 6,20 in erbreitert wird. Der Fahrweg wird gepflastert, der Fußweg asphaltiert. Die Brüstung wird in durchbrochener Bauweise ausgeführt werden, denn da in der statischen Berechnung angenommen wird, daß die Mauerkrone infolge Verstopfung des Überfalls zeitweise überströmt werden könnte, so darf sinngemäß die Brüstung nicht geschlossen sein. Eine Überströmung der Mauerkrone ist allerdings bei deutschen Talsperren noch niemals vorgekommen und nach allen hierüber vorliegenden Erfahrungen auch nicht zu erwarten. Als Abschluß des Fußweges an der Wasserseite dient ein eisernes Geländer.

Das über die Überläufe an beiden Hängen strömende Wasser gelangt durch drei Gewölbe unter der Krone der Sperrmauer in die beiden Kaskaden, die es zu dem Sturzbett unterhalb der Mauer führen, von wo es durch zwei gemauerte Abflußgräben in das alte Flußbett gelaugt. Auf demselben Wege wird auch das über die Überläufe der Mauerkrone abströmende Wasser abgeleitet. Zur Verminderung der Sturzkraft des abströmenden Wassers sind in der Kaskade zahlreiche Quermauern angeordnet, die einen Teil des abfließenden Wassers hinter sich auf-

stauen, sodaß eine Anzahl von Wasserpolstern entsteht. Sobald das Wasser im Sperrbecken unter die Überlauskante gesunken ist, laufen diese Becken durch kleine, in der Sohle der Quermauern angebrachte Abflußrohre wieder leer. In der Berechnung der Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen ist im dritten Abschnitt der Nachweis der ausreichenden Abmessungen der Kaskaden imb der beiden Abflüsse des Sturzbettes erbracht.

Baumaterial der Sperrmauer. Bruchsteine.

Das Mauerwerk der Sperrmauer soll zum größeren Teil ans Kalksteinen der Müscheder Brüche im Röhr-tale bei Neheim ausgeführt werden, zum kleineren Teil aus Grauwacke des Steinbruchs bei Delecke im Möhnetal, der auf der Halbinsel zwischen Möhne und Heve im künftigen Staugebiet liegt und vom Ruhrtalsperrenverein erworben worden ist.

Wegen der Lieferung der Kalksteine ist ein Vertrag mit der Ruhr-Lippe-Kleinbahnen A.-G. zu Soest abgeschlossen worden, wonach diese sich zur Lieferung von höchstens 300 000 cbm Mauersteinen in 6 Baujahren verpflichtet haben. Dabei ist es der Lieferantin freigestellt, das Material entweder aus ihrer: eigenen oder aus benachbarten gleichwertigen Brüchen zu liefern.

Zum Transport der Steine, des Sandes und der sonstigen Materialien haben die Ruhr-Lippe-Kleinbahnen eine Anschlnßstrecke von der Station Niederense nach der Baustelle angelegt und im Januar 1908 in Betrieb genommen. Seitdem ist bereits eine größere Menge von Müscheder Bruchsteinen nach den Lagerplätzen unterhalb der künftigen Mauer geliefert lvorden. Wenn auch die Gewinnung der Steine mit manchen Schwierigkeiten verbunden ist, da zwischen den gesunden Kalksteinbänken öfters dünne Lagen von verwittertem Schiefer liegen, die dem Kalkstein fest anhaften und eine Bearbeitung mit Hammer und Spitzeisen erfordern, so läßt sich doch erwarten, daß ein befriedigendes Material auf Grund des Vertrages geliefert werden kann. Die Druckfestigkeit der Müscheder Steine ist nach einem Prüfungszeugnis des Königl. Materialprüfungsamtes zu Großlichterfetde vom 19. Dezember 1905 2256 bis 2415 kg qcm, also sehr hoch, das Raumgewicht ist 2,70 t/cbm.

Der Steinbruch bei Delecke liefert ebenfalls ein gesundes, festes Material, eine Grarrwacke von blaugrauer Färbung und einem Raumgewicht von 2,67 t cbm. Nach einem Prüfungszeugnisse des Königl. Materialprüfungsamtes vom 13. Dezember 1907 ist die Druckfestigkeit desselben trocken 1621, wassersatt 1536, 25 mal gefroren und wieder aufgetaut 1251 kg qcm. Abbröckelungen durch Frost waren bei dem Versuch nicht wahrzunehmen, auch an Steinproben, die schon mehrere Jahre im Bruche im Freien liegen, läßt sich ersehen, daß das Material recht witterungsbeständig ist. Für die Außenflächen der Mauer sollen der Gleichmäßigkeit halber die Müscheder Kalksteine verwendet werden, da aus diesen der größere Teil des Mauerwerks errichtet werden soll.

Die nördlich der Möhne aus der tertiären Formation bei Ampen und Ostönnen in der Nähe von Soest gewonnenen Bruchsteine sollen nicht in größerem Umfang verwendet werden, nur in beschränktem Maß und zur Aushülfe. Sie haben den Nachteil, daß sie im Äußeren der Mauer in der Oberfläche verwittern. Im Innern dürfte eine mäßige Verwendung dieser Steine zugelassen werden können, da sie hier ebensowenig verwittern können, wie während der Jahrtausende, die sie in der Erde zugebracht haben. Nach einem Zeugnis des Königl. Materialprüsungs-amtes vom 11. August 1905 ist Raumgewicht dieser Steine 2,38 bis 2,44 t/cbm, ihre Druckfestigkeit trocken 671 bis 1026, wassersatt 508 bis 810, 25 mal gefroren und wieder aufgetaut 495 bis 801 kg/qcm, also noch etwas größer als die sehr guter, hartgebrannter Ziegelsteine. Ein Vorzug dieser Bruchsteine ist ihre große Lagerhaftigkeit und das gute Anhaften des Mörtels an ihren rauhen, sandigen Außenflächen.

Sand.

Als Sand soll ein Gemisch von gebaggertem Lippe-sand und gemahlenem Steinsand verwendet werden. Der Lippesand wird von den Ruhr-Lippe-Kleinbahnen aus ihren Baggerstellen bei Hovestadt an der Lippe geliefert und vor der Verwendung durch Absieben von Holzteilen und Mergelstücken, die gebaggerter Lippesand zuweilen enthält, befreit. Steinsand ist schon öfter mit gutem Erfolg beim Talsperrenbau verwendet worden, z. B. beim Bau der Vogesentalsperren, der Talsperre bei Gotha, der bei Komotau n. a. Im vorliegenden Fall soll er teils aus der Schotteranlage des Grafen Fürstenberg-Herdringen bei Müschede, teils aus der Schotteranlage des Ruhrtalsperrenvereins im Steinbruch bei Delecke beschafft werden. Über beide Materialien liegen die in den nachstehenden Tabellen 1 und 2 angegebenen Versuche des Chemischen Laboratoriums für Tonindustrie in Berlin (Prof. Or. H. Seger und E. Cr am er) vor, die beweisen, daß Steinsand dem Lippesand und auch dem Normalsand an Zugfestigkeit überlegen ist (vergl. auch die spätere Tabelle 6).

Die Herstellung des Sandes erfolgt in der Weise, daß der aus dem Steinbrecher kommende Schotter, und zwar vornehmlich die feinere Sorte, der sog. Splitt, auf einer Walzenmühle weiter zerkleinert wird. Die Steine, die für die Schotter- und Sandgewinnung Verwendung finden,

werden vorher gewaschen, außerdem wird durch eine Entstaubungsanlage der bei der Zerkleinerung durch Zertrümmerung der Außenflächen der Steine entstehende Staub abgesaugt. Dies Verfahren ist dem Waschen des Sandes vorzuziehen, da durch letzteres fast alle feinen Bestandteile, auch das für die Festigkeit sehr nützliche Steinmehl, weggespült werden würden.

Tabelle 1.

Mischung in Raumteilen

Z. K. Tr.

Aus je 10 Proben ermittelte Zugfestigkeit in kg/qcm nach

nach 3

L. S. Gr.S. 28 Tagen Monaten

Bemerkungen

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CO CO CO CO CO CO

^ ^ ^ ^ ^

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io¹/*

12

— 16,00 12,30 11,54

9 17,65 KO/- 14,67 12 13.03

21,83 Erhärtung 2 Tage Luft, 21,78 20,12

25,44 24,38 23,37

dann Wasser.

Z. — Portlandzement,

K.    = Kalkteig,

Tr. = Traß (Nettetaler),

L.    S. = Lippesand,

Gr. S. — Grauwackesand.

Tabelle 2.

Mischung in Raumteilen

Aus

Zementmörtel

Z. L. S.

M.St.S.! M.St.S.

ge- ungewaschen waschen

je 10 Proben ermittelte Zugfestigkeit nach

N.S. 28 Tagen kg/qcm

Bemerkungen

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CO

CO

rH

'bO~

I I «I

CO

25,12

44,29

44,77

31,92

24,56

K.

Tr. L. S.

Kalktraßmörtel M.St.S. M.St.S.

ge-    unge

waschen waschen

(/)

Erhärtung 2 Tage Luft, dann Wasser.

Z. ----- Portlandzement,

K.    — Kalkteig,

Tr. = Traß (Nettetaler),

L. S. = Lippesand,

M. St. S. = Müscheder Steinsand,

N.    S. — Normalsand.

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Bei der Möhnetalsperre soll ein Kalktraßmörtel mit mäßigem Zementzusatz verwendet werden. Der Zement wird vom Rheinisch-Westfälischen Zementsyndikat in Bochum bezogen werden. Vorläufig ist die Marke Meteor in Aussicht genommen, und zwar ist nach dem Vertrag ein Zement mit 20 kg Normenfestigkeit (statt 16 der üblichen Bestimmungen) zu liefern. Der Traß wird zu gleichen Teilen aus den Brüchen von Gerh. Herfeldt und D. Zervas Söhne im Nettetal bezogen werden.

Der Mörtel des Mauerwerks soll in solcher Weise zusammengesetzt fein, daß mit Sicherheit aller im Kalkteig und Portlandzement enthaltene Ätzkalk in kieselsauren Kalk übergeführt wird. Demnach ist der Kalktraßmörtel nicht etwa mit Zementmörtel, sondern mit Zementtraßmörtel von geeigneter Zusammensetzung zu mischen, denn der Portlandzement scheidet bekanntlich bei seiner Erhärtung überschüssigen Kalk ab, der ebenfalls durch Traß zu binden ist, wenn man sicher sein will, daß kein sog. freier Kalk, der leicht ausgelaugt wird und aussintert, im Mörtel verbleibt. Es galt demnach zunächst zwei vorteilhafte Grundmischungen für Kalktraßmörtel und Zementtraßmörtel zu bestimmen. Diese Vorversuche sind vom Chemischen Laboratorium für Tonindustrie in Berlin in sehr sorgfältiger Weise ausgeführt worden, was aus den hohen absoluten Festigkeiten, der geringen Abweichung der Mittel- und der Einzelwerte und der Gesetzmäßigkeit der Versuchsreihen hervorgeht.

Mörtel.

Im Kalktraßmörtel ist für die vollständige Umwandlung des Ätzkalks in kieselsauren Kalk eine bestimmte Menge Kieselsäure d. h. Traß erforderlich. Wird diese Menge unterschritten, so erreicht der Mörtel nicht seine höchste Festigkeit; wird sie überschritten, so kann der überschüssige Traß nicht mehr chemisch, sondern nur noch als Steiumehl wirken. Wenn nun auch eine weitere Zugabe von Traß eine geringe Vermehrung der Festigkeit zur Folge haben kann, da feiner Sand — in gewissen Grenzen zugegeben — die Festigkeit des Mörtels erhöht, so würde dies doch eine Verschwendung sein, denn der Traß ist zu wertvoll, um nur als Steinmehl verwendet zu werden.

Zur Feststellung des günstigsten Traßgehaltes wurde deshalb in der nachstehenden Versuchsreihe (Tabelle 3) die mechanische Wirkung des Zuschlages von Traß, die dieser auch ohne seinen Gehalt an Kieselsäure durch seine Eigenschaft als Steinmehl besitzt, dadurch ausgeschaltet, daß zunächst ein chemisch unwirksames Steinmehl von gleicher Mahlfeinheit wie Traß, d. h. 20 % Rückstand auf dem 900 Maschensieb, zugesetzt wurde, das nur als ganz feiner Sand wirkt. Dieser Zuschlag von RT Quarzmehl wurde dann in den weiteren Mischungen mehr und mehr durch Traß ersetzt, der zunächst die gleiche mechanische Wirkung ausübt, wie Steinmehl, außerdem aber auch eine chemische, infolge seines Gehaltes an Kieselsäure.

Es ergaben sich folgende Zugfestigkeiten:

Tabelle 3.

Aus je 5 Proben

Mischung in Raumteilen Wasser- ZugMgklit in Gehalt    kg/qcm

Bemerkungen

iKalk-j

teig !Tr°ß

Quarz

mehl

Nor- b. H.

men-

sand

nach nach 2 Mon. 14¹/2 äJton.

rH rH rH rH rH rH

r~"¹ t-¹    <M    CO    rf ist

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CO CO CO CO CO CO

11,0    12,18    16,58    Litergewichte:

Kalkteig 1,272 kg, Traß 1,116 kg, Quarzmehl 1,468 kg, Normensand 1,565 kg,

Erhärtung 3 Tage Luft, dann Wasser.

Die Mischung 1 RT Kalk, l'/s RT Traß, 2 RT Sand war also von den untersuchten die beste. Eine ältere Versuchsreihe über Druckfestigkeit, bei der kein Steinmehl zugesetzt wurde, hatte dasselbe Ergebnis (Tabelle 4).

Tabelle 4.

Mischung in Raumteilen Wasser-

Kalk-

teig

Traß

Normen

sand

Aus je 10 Proben ermittelte Gehalt Druckfestigkeit nach 28 Tagen

kg/qcm

Bemerkungen

b. H.

t—! r—I r—I r—I rH

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^ -i co C<] T”I T—I 1—i

11,05

10,95

11,15

12,40

14,11

89,0

113,0

121,6

105,3

111,8

Leergewichte:

Bergl. Tabelle 3. Erhärtung 3 Tage Luft, dann Wasser.

Demnach dürfte ein Zusatz von l'/s RT Traß auf 1 RT Kalkteig notwendig fein, um allen Ätzkalk in kieselsauren Kalk überzuführen und gleichzeitig die höchste Festigkeit zu erzielen, ein Verhältnis, das bekanntlich auch bei allen rheinisch-westfälischen Talsperren angewendet worden ist.

Setzt man einem Gemisch von Kalkteig und Traß Sand zu, so wird die Festigkeit nicht etwa vermindert, sondern erhöht. Die Grenze, bis zu der die Festigkeitsvermehrung ohne Schaden für die Wasserdichtigkeit anhält, stand bisher nicht fest. Jntze nahm bei den meisten von ihm ausgeführten Staumauern 1SA RT Sand, obwohl sich bei den Versuchen für die Remscheider Staumauer bei 2, selbst bei 2'/< RT Sand noch eine kleine Zunahme der Festigkeitszahlen und vollständige Dichtigkeit der Platten gegen 2Vs Atm. Wasserdruck gezeigt hatte.*) Zur Feststellung des Einflusses der Vermehrung des Sandzusatzes wurde folgende Versuchsreihe ausgeführt: (Der Traßzusatz war bei

*) O. Jntze, Die Erweiterung des Wasserwerks der Stadt Remscheid Berlin 1895. A. W. Schadens Buchdruckerei. S. 5.

diesem Versuch, der zur gleichen Zeit wie der der Tabelle 3 erfolgte, noch etwas unterhalb des günstigsten Verhältnisses.)

Tabelle 5.

Mischung in Raumteilen Wasser-

Kalk-

teig

Traß

Normen

sand

Aus je 10 Proben ermittelte Gehalt Zugfestigkeit v. H. nach 2 Monaten __kg/qcm

Bemerkungen

1 ! 17$

l³/4

17s

17s

274

173

272

173

2³/4

17.3

T""l ' X X O 00 t—T cT o" cT cT cT

r—I r—I r—I r—I i—i

15,65

17,88

18,84

19,33

17,88

16,46

Litergewichte:

Vergl. Tabelle 3. Erhärtung 2 Tage Luft, dann Wasser

Mit diesem Ergebnis stimmen die Versuche sehr gut überein, die A. Hamb loch in Nr. 12 (1906) der inzwischen eingegangenen Zeitschrift „Die Talsperrenpost" veröffentlicht hat, zum Vergleich der Festigkeit von Kalktraßmörtel in Verbindung mit verschiedenen Mengen Flußsand und gemahlener Grauwacke (Steinsand). (Tabelle 6.)

Tabelle 6.

Mischung

Grauwacke-Sand

Normal-Rheinsand

in

Aus je 2

Raum

teilen

K. Tr. S.

Aus je 5

Proben ermittelte Zugfestigkeit || Druckfestigkeit in kg/qcm nach

28 Tg. 3 Mon. 28 Tg. 3 Mon.

Aus je 5    || Aus je 2

Proben ermittelte Zugfestigkeit j| Druckfestigkeit in kg/qcm nach

28 Tg. 3 Mon. I 28 Tg. 3 Mon.

1:1:1 1:1:2 1:1:2,5 1:1:3

16,58

19,21

19,13

19,40

23,34

28,68

29,46

26,50

00 00 -1 Ol Ol CO M 00

OT

111

130

137

139,5|

14,20 17,96 12,34 18,68 16,58 18,02 12,12 21,14

GO    r—i

^ t- t> CD

104

123

128

115

Demnach lag auch bei diesem Versuch die günstigste Mischung bei 2>/2 bis 3 RT Sand.

Es wurde dann festgestellt, ob die Mischung 1 RT K. : 14/2 RT Tr. : 27« RT S. noch wasserdicht ist, wobei sich ergab, daß Mörtelscheiben von 772 cm Durchmesser und 3 cm Starke nach zweimonatlicher Wassererhärtung bei 24stündigem Wasserdruck von 3 Atm. = 30 m Wassersäule keine Durchsickerungen zeigten.

Als vorteilhafte Kalktraßmischung, die den höchsten Anforderungen entspricht, kann demnach 1 RT Kalkteig : 172 RT Traß: 272 RT Sand gewählt werden. In dieser Mischung stehen Mörtelbildner zu Saud im Verhältnis 1:1; der Mörtel ist also immer noch sehr fett.

In zweiter Linie war es erforderlich, ein günstiges Mischungsverhältnis für Zementtraßmörtel zu suchen. In ähnlicher Weise, wie dies auch beim Kalktraßmörtel geschehen ist, wurde zunächst festgestellt, wieviel Traß zur

Bindung des überschüssigen Kalkes dem Portlandzement zugesetzt werden muß, und zwar wurde zuerst die Festigkeit des Zementmörtels 1:3 ohne Zuschlag ermittelt; darnach wurde dem Zementmörtel ein indifferenter Zuschlag von Quarzmehl gegeben und dieser in den weiteren Mischungen mehr und mehr durch Traß ersetzt. Bei dem Mörtel, bei dem die größte Festigkeit erzielt wurde, konnte angenommen werden, daß sämtlicher Ätzkalk durch die Einwirkung des Trasses in kieselsauren Kalk übergeführt ist. Es fanden sich bei zwei Versuchsreihen folgende Werte:

Tabelle 7.

Mischung in Raumteilen

-------------------- --------- Wasser-

S; £>«•«<- : to'te,⁵⁸""™’

,™,„, "6> , “5 >-"d

ti. §.

Aus je 5 Proben ermittelte Zugfestigkeit in kg/qcm nach

2 Mon. 4-/2 Mon.

Bemerkungen

‘st ^ CO Ol —

CO CO CO CO CO ' CO

Ol^ CM I — CM CXI I—

t>-    !>•*" oo" oö" cxf

41.14 42,84 48,30

45.14 43,92 49,42

45,70 Litergewicht 48,80

48.94

45.94 46,88 50,28

des Portland

zements 1,504 kg, sonst wie Tabelle 3.

desgl.

aus 10 Proben nach 3 Monaten

Erhärtung 2 Tage Luft, dann Wasser.

CO CO CO CO CO CO CO

CXl^    Gl Gl^

CO    CO CO CO Gl Gl

31,97

34,00

42,80

41,14

40,54

41,34

41,43

die Festigkeit bei noch erhöhtem

Der erste Versuch zeigte, daß wahrscheinlich ein Zusatz von 6/10 RT Traß auf 1 RT Portlandzement genügt, um allen überschüssigen Kalk zu binden. Der zweite Versuch bestätigte dies, denn ein höherer Zusatz als 6/10 RT bewirkte keine Erhöhung der Festigkeit mehr, sondern wirkte ebenso wie Quarzmehl —

Traßzusatz blieb konstant.

Aus Tabelle 7 geht hervor, daß eine Zugabe von Traß durch Bindung des überschüssigen Kalks des Portlandzementes eine erhebliche Erhöhung der Festigkeit des Mörtels hervorbringt. Hierdurch kann durch erhöhten Sandzusatz Nutzen gezogen werden. Zur Beurteilung der Frage, inwieweit ein erhöhter Sandzusatz zur Erreichung bestimmter Festigkeiten zulässig ist, wurde eine Versuchsreihe mit Zementmörtel mit und ohne Traßzusatz bei verschiedenem Sand-gehalt ausgeführt. (Tabelle 8.)

Tabelle 8.

Mischung in Raumteilen

Port

land

zement

Traß

Normen

sand

Wasser-

Gehalt

v. H.

Aus je 10 Proben ermittelte Zugfestigkeit nach 3 Monaten kg/qcm

Bemerkungen

T—Ir-Hr-jr-Hr—Ir—Ir—Ir—I

o _o _o ©

c: O) Q 05

tOCOOiWOOOi^R)

io^ m io o io o o oo    cd" oT [>•*" cd" cd"

47,83

23,29

13,87

10,25

49,16

22,42

13,63

Litergewichte wie Tabelle 3.

Erhärtung 2 Tage Luft, dann Wasser.

8,97

Trägt man die erhaltenen Werte zeichnerisch auf, so ergeben sich zwei regelmäßig verlaufende Linien, aus denen man entnehmen kann, daß bei Erhärtung unter Wasser folgende Mischungen hinsichtlich der Festigkeit gleichwertig sind:

Tabelle 9.

Port-

land- Sand zement

Port-

land- j Traß j Sand zement

2 gleich 1

0,6 : 3 0,6 : 4x/2 0,6 : 6 0,6 : 7 Vs 0,6 : 9 0,6 : 91/2 0,6 : 10

Nach diesen Vorversuchen konnten die beiden Grundmischungen und weiter der für die Ausführung zu wählende Zementkalktraßmörtel bestimmt werdet:. Als Kalktraßmörtel wurde die Mischung 1 K. : IV* TR. : 2 V* S. gewählt, weil diese sich bei den Versuchen als die festeste bei gleichzeitiger Wasserdichtigkeit gezeigt hatte, als Zementtraßinörtel die Mischung, die an Festigkeit und Dichtigkeit dem Zementmörtel 1: 3 annähernd gleichwertig ist, nämlich 1 Z. : V* TR. : 4V* S. Von dem Kalktraßmörtel sollen 3 Teile, von dem Zementtraßinörtel 1 Teil in der fertigen Mischung enthalten sein. So erhält man folgende Mischung:

3 Teile Kalktraßmörtel 1 Teil Zementtraßmörtel

/*

In dieser Mischung stehen Mörtelbildner zu Sand im Verhältnis ³A : 1, die Dichtigkeitziffer, nach dem von Unna*)

*) Unna: Die Bestimmung rationeller Mörtelmischungen, Köln, Verlag von Paul Neubner.

angegebenen Verfahren bestimmt, ist etwa = 1,50, d. h. die Kittmasse des Mörtels (Zement, Kalk, Traß, Wasser) ist etwa 50 v. H. größer als die Hohlräume des Sandes. Die für diesen Mörtel zu erwartenden Festigkeiten lassen sich annähernd aus Tabelle 1 ersehen, die auch zeigt, daß eine Verminderung des Sandznsatzes die größeren hieraus erwachsenden Kosten nicht rechtfertigen würde, weil die Festigkeit des Mörtels hierdurch nur sehr wenig zunimmt.

Putzmörtel.

Als Putzmörtel soll ein Gemisch von 1 Teil Kalktraßmörtel und 2 Teilen Zementtraßmörtel und zwar mit geringerem Sandznsatz verwendet werden. In ähnlicher Weise wie oben ergab sich die Mischung 2 Zement, 1 Kalkteig, 2Vs Traß, 6 Sand. In diesem Mörtel stehen Mörtelbildner zu Sand nahezu im Verhältnis 1:1, die rechnungsmäßige Dichtigkeit ist etwa 1,60, also trotz des geringeren Sandzusatzes nur wenig größer als die des normalen Mörtels des Mauerwerks, der seine verhältnismäßig große Dichtigkeit dem höheren Kalkgehalt verdankt.

Es ist noch nicht sicher, ob die fertige Putzfläche einen äußeren Anstrich, etwa mit Siderosthen, wie bei den früher ausgeführten Talsperren, erhalten wird, da dieser Anstrich anscheinend von der im Wasser befindlichen Kohlensäure angegriffen und dann ausgelaugt wird. Es sollen deshalb vorerst noch einige Versuche angestellt werden, und zwar im Innern des Umleitungsstollens an solchen Stellen, die während der Bauzeit scharfen 80tgriffen durch fließendes Wasser ausgesetzt sind. Für die ProbyBstriche ist Siderosthen von Jeserich & Co., Nigrit von Rosenzweig & Baumann Jnertol von Or. Roth in Aussicht genommen.

Unabhängig von der Entscheidung wegen eines Anstriches der Putzflächen wird beabsichtigt, dem Putzmörtel einen Zusatz von Bitumenemulsion zu geben, und zwar etwa 1 Liter Emulsion auf 20 Liter fertigen Mörtel. Maßgebend für die Wahl dieses Zusatzes waren Versuche, die vor 2 Jahren mit 6 Mörtelarten an einer fertigen Talsperre (Versetalsperre) ausgeführt worden sind, und zwar mit folgenden Mischungen:

1.    Zementkalktraßmörtel 2 Zement, 1 Kalk, 2 Traß, 8 Sand in Raumteilen, ohne Zusatz:

2.    derselbe mit einem Anstrich timt Keßler'schem Fluat;

3.    derselbe mit Bitumenzusatz;

4.    Zementtraßmörtel 2 Zement, V* Traß, 6 Sand, mit einem Anstrich von Keßlerffchem Fluat;

5.    derselbe mit Bitumenzusatz;

6.    sog. Luxzement: 1 Zement, 3 Sand.

Diese 6 Probeputzflächen wurden tvährend zweier Winter beobachtet, und es zeigte sich, daß die beiden Flächen mit einem Zusatz von Bitumenemulsion keine Risse erhalten hatten, während die 4 anderen einige, wenn auch nur

wenige Risse auswiesen. Vom ersten zum zweiten Winter fand übrigens keine merkbare Zunahme der Risse statt, wahrscheinlich weil das Eintreten derselben nur notwendig war, um die inneren Spannungen im Putz auszugleichen, worauf keine weiteren Beschädigungen eintraten.

Äußere Ausbildung der Mauer.

Die äußere Ausbildung der Mauer ist im Juni 1907 zum Gegenstand eines öffentlichen Skizzenwettbewerbs unter den deutschen Architekten gemacht worden, unter Zugrundelegung eines ausführlichen Programms, das die technischen Bedingungen der Ausgabe enthielt. Es gingen rechtzeitig 72 Entwürfe ein. Das Preisgericht, das im Oktober 1907 zusammentrat, beschloß einstimmig, den 1. Preis in Höhe von 2000 Mk. dem Architekten Franz Br antzky in Cöln, den 2. Preis in Höhe von 1500 Mk. dem Regierungsbaumeister Fritz Bräuning in Potsdam und den 3. Preis in Höhe von 750 Mk. dem Regierungsbauführer Ernst Lessing und dem Architekten Georg Rudolf Risse, beide in Berlin, zu erteilen. Außerdem wurden 4 Entwürfe auf Vorschlag des Preisgerichts zum Preise von je 400 Mk. angekauft. In der Vorstandssitzung vom

4. März 1908 wurde der Entwurf des Architekten Franz Br antzky für die Ausführung gewählt, der auch der weiteren Ausarbeitung des Planes zugrunde gelegt worden ist.

Brantzky sucht in seinem Entwurf der langgestreckten Mauerkrone dadurch eine wirkungsvolle Unterbrechung zu schaffen, daß er die beiden Pare der Schiebertürme in Verbindung mit zwei großen, die ganze Krone überdeckenden, aus der Vorderfläche der Mauer emporwachsenden Hallenanlagen bringt. Die Dächer der Schiebertürme sind trotz selbständiger Behandlung mit dem Hallendach zu einem einheitlichen Ganzen zusammengefaßt. Die Schieberhäuser sind zu je zweien gruppiert, aber durch eine Bogenstellung zu gemeinsamer Wirkung gebracht. Die Teilung der Überlaufgewölbe ist verhältnismäßig eng, wodurch ein Maßstab für die mächtigen Aufbauten gewonnen wird, der ihre Wirkung noch wesentlich steigert.

Die Ansicht der Mauer weist gegenüber dem preisgekrönten Wettbewerbsentwurf einige Änderungen auf, die in technischer Hinsicht sich als notwendig erwiesen haben und mit dem Architekten vorläufig vereinbart worden sind. Es sind dies die erkerartigen Mauervorsprünge zu beiden Seiten der Hallen, die an dieser Stelle das Bogenfries der Gewölbe ersetzen, weil hier keine Überlauföffnungen angebracht werden können, da das abfließende Wasser auf die Dächer der Schieberhäuser strömen würde. Auch die Schieberhäuser für die Notauslässe sind neu hinzugekommen. Die architektonische Ausbildung, wie sie auf Blatt 18 dargestellt wurde, ist noch keineswegs endgültig, .

sondern der weiteren Prüfung und Einzelbearbeitung zu unterziehen, sobald die Unterlagen in technischer Hinsicht festliegen. Es wird auch beabsichtigt, von den wichtigeren Bauteilen Modelle in großem Maßstabe herzustellen, die die Beurteilung der Wirkung im einzelnen und in Verbindung mit dem ganzen Bauwerk ermöglichen.

Wegeanlagen und Wärterhaus.

Die Verlegung der Provinzialstraße und der Randwege um das Staubecken gehören nicht zu diesem Teile des Entwurfs. Zur Verbindung der Provinzialstraße, die künftig nahe der rechten Mauerendigung vorbeiführt, mit der alten, durch die Mauer abgeschnittenen Möhnestraße ist ein Fußweg im Gefälle 1:10 vorgesehen, der weiter über die Möhne zu den Schieberhäusern am Fuße der Mauer führt. Außerdem verläuft neben den beiden Kaskaden ein steilerer, durch Treppen unterbrochener Fußweg. Weitere Wegeverbindungen werden durch die Anlage des Elektrizitätswerks am Fuße der Mauer notwendig werden, die aber der Zukunft vorbehalten bleiben können.

Das Wärterhaus der Sperrmauer ist an der linken Talseite in der Nähe des Überlaufs vorgesehen, und zwar oberhalb des Randweges, der längs des Ufers des künftigen Sees führt. Es wird 2 Beamtenwohnnngen enthalten, eine für den Schleusenwärter mit zugehörigem Dienstzimmer, eine zweite für den Maschinenmeister des künftigen Elektrizitätswerks, ferner einen Sitzungssaal für den Vorstand des Ruhrtalsperrenvereins und eilt Schlafzimmer zum gelegentlichen Übernachten für die Vorstandsmitglieder oder höheren Beamten des Vereins.

Baukosten.

Die Kosten des zweiten Teiles der Bauarbeiten der Möhnetalsperre sind in dem beigefügten Anschlag zu 6 200 000 Mark berechnet worden.

Essen, im Juli 1908.

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Statische Berechnung des Mauerprofils.

hierzu Blatt 19 »nd 20 des Entwurfs vom 3uli 1908.

Das für die Ausführung vorgeschlagene Mauerprofil und die statische Berechnung desselben waren mit Rücksicht ans die Bestimmung der Abmessungen der Baugrube bereits dem Entwurf zum ersten Teil der Bauarbeiten vom Januar 1907 beigefügt. In den ministeriellen Prüfungsbemerkungen vom 3. August 1907 wurde der Querschnitt der Sperrmauer als ausreichend standsicher erklärt, vorausgesetzt, daß der Untergrund die berechnete Höchstbelastung von 8,03 kg/qcm aufzunehmen vermag. Über die Zulässigkeit dieser Belastung soll entschieden werden, wenn das Verhältnis der Flächen der weichen Schiefer- und der harten Sandsteinschichten in der Gründungssohle der Sperrmauer feststeht, d. h. erst nach vollständigem Aushub der Baugrube.

Der Vollständigkeit halber wird die statische Berechnung dem vorliegenden Entwurf zum zweiten Teile der Bauarbeiten (Ausführung der Sperrmauer) nochmals beigefügt. Da die Berechnung unter den früheren Annahmen zahlenmäßig für richtig befunden und das Mauerprofil vorläufig nicht zu ändern war, so ist die nachstehende Erläuterung im wesentlichen eine Wiederholung der zum Entwurf vom Januar 1907 gehörenden, mit einigen Ergänzungen, die durch die Prüfungsbemerkungen vom 3. August 1907 und die Änderung der Höhenlage der Mauerkrone veranlaßt sind.

Die Berechnung des Mauerprofils der Möhnetalsperre ist für zwei Fälle erfolgt, nämlich:

1.    für die denkbar ungünstigste,

2.    für die wahrscheinlich ungünstigste Beanspruchung der Mauer.

Die Berechnung zu Fall 1 ist zahlenmäßig, die zu Fall 2 zeichnerisch ausgeführt. Ans Blatt 19 sind die Ergebnisse der zahlenmäßigen Berechnung dargestellt, während die zeichnerische Berechnung aus Blatt 20 zu ersehen ist. Fall 1 und 2 unterscheiden sich durch die Annahmen über den höchsten Stau im Talbecken, Raumgewicht des Mauerwerks und Mitwirkung des Erddrucks, der Verblendungsmauer an der Wasserseite sowie der Pfeiler und Gewölbe der Mauerkrone als angreifende Kräfte. Für beide Fälle ist angenommen worden, daß der volle hydrostatische Unterdrück zur Wirkung kommen könnte. Die durch die gekrümmte Grundrißform hervorgerufene Gewölbewirkung des Mauerwerks ist außer acht gelassen.

I. Erläuterung zu Aall 1.

(Blatt 19.)

1.    Mauerprofil. Die Mauer dient auf einen großen Teil ihrer Länge als Notüberlauf, während der Hauptüberlauf seitlich angebracht ist. Es ist daher nicht das volle Profil der Berechnung zugrunde gelegt, sondern das schwächere Überlaufprofil. Die Überwölbung und die Pfeilervorsprünge sind bei der Berechnung zu Fall 1 zur größeren Sicherheit ebenfalls nicht berücksichtigt worden. Dies bietet noch den Vorteil, daß man diese Teile später frei gestalten kann, ohne in der Wahl der Spannweiten der Gewölbe, der Pfeilerbreiten und der Anordnung von Aufbauten und Brüstungen durch die statische Berechnung behindert zu sein.

2.    Größter Stau im Talbecken. Bei den Talsperren im Ruhrgebiet ist der Abstand von Überlaufkante und Mauerkrone im allgemeinen 1,00 m, bei mehreren sogar nur 0,60 m. In dem Entwurf vom Januar 1907 war vorgesehen, daß bei der Möhnetalsperre bei einem Stauinhalt von 130 Mill. cbm der Abstand von Wasserspiegel und Mauerkrone ebenfalls 1,00 in betragen sollte. Dieser Abstand ist nunmehr auf 1,20 m vergrößert worden. Dabei ist in der nachstehenden „Untersuchung über den Einfluß des Windes auf die Seefläche und die Staumauer" nachgewiesen, daß die Möhnetalsperre zu den sturmgefährlichen Winden günstig liegt, sodaß besonders großer Wellenschlag in der Nähe der Sperrmauer nicht zu erwarten ist. In der statischen Berechnung zu Fall 1 ist wie üblich ein Stau bis zur Mauerkrone angenommen worden, der also in diesem Falle 1,20 m über dem normalen Wasserstand liegt.

3.    Raumgewicht des Mauerwerks. Die Mauer wird zu etwa ²/s aus Kalksteinen von Müschede im Röhrtal, zu Vs aus Grauwacke des Möhnetales erbaut werden. Der Kalkstein hat nach einem Prüfungszeugnis des Königl. Materiat-prüfungsamtes zu Groß-Lichterfelde vom 19. Dezember 1905 ein Raumgewicht von etwa 2,71 t/cbm, die Grauwacke ist etwas leichter, nach einem Prüfungszeugnis derselben Anstalt vom 13. Dezember 1907 etwa 2,67 t cbm. Der Kalktraßmörtel, wie er bei Talsperrenbauten verwendet wird, hat ein Raumgewicht von 1,91 t/cbm. Diese Zahl hat sich bei einer

Wägung des Mörtels ergeben, der im Jahre 1903 aus Probelöchern im Innern der fertigen Fuelbecketalsperre herausgebrochen worden ist. Dem Mörtel der Möhnetalsperre wird etwas Zement zugesetzt werden, sodaß er noch ein wenig schwerer werden wird. Der Mörtelverbrauch soll nach Erfahrungen an fertigen Mauern zu 36 °A> angenommen werden, dann ist das wahrscheinliche Raumgewicht des Mauerwerks unter der ungünstigen Annahme, daß zur Hälfte mit der leichteren Grauwacke gemauert wird:

0,36.1,91 + 0,64 -

2,71 + 2,67 = 0,69 + 1 72 = 2,4i tycbm

Nimmt man an, daß stellenweise ein verschwenderischer Mörtelverbrauch bis zu 42 °/o der Mauerwerkmasse stattfindet, so ergibt sich das denkbar kleinste Raumgewicht des Mauerwerks zu:

2,71+2,67

= 0,80+ 1,56 =2,36 t/cbm.

0,42.1,91 + 0,58 -

Für Fall 1 ist demnach mit einem Mauergewicht von 2350 kg/cbm gerechnet worden. Die Feststellung des Mauergewichts an Probemauerkörpern bleibt vorbehalten.

4.    Verblendung. Die Mauer wird an der Wasserseite zunächst geputzt und dieser Putz auf der ganzen Höhe der Mauer durch eine Verblendungsmauer geschützt, die in schwalbenschwanzförmige Verzahnungen der Sperrmauer einbindet und im Mittel 0,70 m stark ist. Sie erhält außen zum Teil eine zweite Putzschicht. (Anlage 1, Abb. 2.)

Es darf angenommen werden, daß diese Verblendungsmauer mit dem Hauptmauerkörper wegen der festen Verbindung durch die Verzahnung nahezu, einheitlich wirken und an der Aufnahme der angreifenden Kräfte teilnehmen wird. Für Fall 1 soll aber vorausgesetzt werden, daß die Verblendung nicht vorhanden ist, in der Annahme, daß die Mauer unter Wasserdruck kommen kann, wenn die Verblendung noch fehlt oder zum Zweck von Jnstandsetzungs-arbeiten teilweise entfernt ist. In diesen beiden Fällen ist die Erdhinterfüllung entweder noch nicht vorhanden oder wieder entfernt. Für Fall 1 war demnach die Erdhinterfüllung nicht in Rücksicht zu ziehen, denn der Fall, daß Verblendung und Hinterfüllung beide fehlen, ist für die Standsicherheit der Mauer ungünstiger als der, daß die Verblendung als Auflast wirksam und die Erdhinterfüllung gleichzeitig vorhanden ist.

5.    Unterdrück. Das Profil ist so bemessen, daß die Mauer auch bei Eintreten des vollen hydrostatischen Unterdrucks standsicher bleibt, während gleichzeitig die Druckspannung an der Mauervvrderkante das als zulässig erachtete Maß von 8 kg qcm nicht überschreitet. Damit ist die denkbar ungünstigste Möglichkeit berücksichtigt, denn bei

Eintreten des vollen, gleichmäßig über die Sohle verteilten Unterdrucks ist das Kippmoment dieser Kraft für die Mauervorderkante größer als bei Eintreten einer dreieckförmigen Verteilung (nach der Fecht'schen Annahme), derart, daß an der Wasserseite die volle Druckhöhe wirksam ist, während diese nach der Luftseite zu ans 0 herabgeht. Das Unterdruckmoment für die Mauervorderkante ist nämlich im Fall a (gleichmäßig verteilter Unterdrück):

(Anlage 1, Abb. 1 a),

Mu = b . h •

L\L CT

b².

ZT

und im Fall b (dreieckförmiger Unterdrück):

Mu =

b². h

ö " (Anlage 1, Abb. 1 b).

O

Es ist nun von großem Interesse, mit diesen beiden Annahmen die Versuche über Unterdrück zu vergleichen, die Jntze im Jahre 1904 an der Oestertalsperre angeordnet hatte und die nach seinem Tode von Regierungsbaumeister Schaefer ausgeführt worden sind. Die Versuche waren in der Weise angestellt, daß Rohre in Abständen von drei bis fünf Meter vom Rohrstollen auf die Felssohle aufgesetzt und durch knieförmige Krümmer nach dem Nächstliegenden Rohrstollen geführt waren, wo auf ihre Enden Manometer ausgeschraubt wurden. Nach Füllung des Staubeckens ließ sich an diesen Maiwmetern der Unterdrück ablesen, der an den Rohrendigungen im Mauerinnern herrschte. Dabei ergab sich, daß im ungünstigsten Falle die Darstellung des Unterdrucks in der Mauersohle nicht ganz, aber nahezu ein Trapez war, dessen Höhe an der Wasserseite mit der Höhe des Wasserstandes übereinstimmte und an der Luftseite bis auf die Hälfte der vollen Druckhöhe zurückging. An der Oestertalsperre lag also der Unterdrück in der Mitte von Fall a (voller Unterdrück) und Fall b (dreieckförmiger Unterdrück). (Anlage 1, Abb. 1 c.)

Es ist nun keineswegs wahrscheinlich, daß ein derartiger Unterdrück an allen Stellen unter der Sohle sich findet, vielmehr ist zu erwarten, daß überall da, wo sich der Mörtel gut mit dem Untergrund verbunden hat, kein oder ein wesentlich geringerer Unterdrück auftreten wird. Außerdem wird die für die Möhnetalsperre angeordnete Sohlendrainage den Unterdrück wesentlich abschwächen. Es ist deshalb eine sehr weitgehende Vorsicht, wenn angenommen worden ist, daß unter der ganzen Fläche der Möhnetalsperre sich der volle Unterdrück einstellen könnte. Diese Annahme ist um so ungünstiger, als der wirksame Wasserstand bis zur Mauerkrone angenommen ist, was bei Wellenschlag an einzelnen Stellen eintreten kann; solche vorübergehenden Schwankungen in der Wasserstandshöhe haben zwar Einfluß auf den Wasserdruck, bewirken aber wegen ihrer kurzen Dauer wahrscheinlich keine Vergrößerung des Unterdrucks.

Jntze sagt zu der Frage der Einführung des Unterdrucks in die Berechnung in dem letzten von ihm gehaltenen Vortrage vom Februar 1904:*)

„Damit (d. h. mit der Einführung des vollen Unterdrucks in die Berechnung) ist nun, und das möchte ich betonen, die Grenze der Konstruktion erreicht, über die hinaus jede Verstärkung nicht nur keinen Nutzen mehr bringt, sondern schädlich wirkt, da sie zu einer Überlastung des Mauerwerks führt". Lieckfeldt¹) sagt sogar: „Da man jetzt (nach Einführung des vollen Unterdrucks in die Berechnung), die im ungünstigsten Falle auftretenden Kräfte zu übersehen in der Lage ist, so liegt kein Grund mehr vor, andere Annahmen für die zulässige Beanspruchung der Mauer zu machen, als bei sonstigen Ingenieurbauten. Dann kann auch von der Bedingung einer ausnahmsweise guten Bauausflihrung, welche oft gestellt wird, um über die Schwäche der Rechnungsart und die daraus entstehende Unsicherheit hinwegzuhelfen, welche aber meist gar nicht zu erfüllen ist, abgesehen, und eine Ausführung, wie sie für alle Wasserbauten des Staates üblich und durchführbar ist, als ausreichend bezeichnet werden".

Es ist für die Beurteilung der Rechnnngsergebnisse, insbesondere des Verlaufs der Drucklinie, zu beachten, daß bei Einführung des Unterdrncks in die Berechnung die sog. Kerntheorie ihre Bedeutung verliert. Nimmt man an, daß Unterdrück nicht eintritt, so muß natürlich un-bedingt verlangt werden, daß Zugspannungen ausgeschlossen sind, eben zur Vermeidung des Öffnens der Fugen und des Eintretens von Unterdrück; die Stützlinie muß also im Kern, d. h. im inneren Drittel der Mauer verlaufen. Die Einführung des vollen Unterdrucks hat die Annahme durchgehender Risse zur Voraussetzung, die erst eintreten können, wenn der Zusammenhang in der Fuge durch Überwindung der Zugfestigkeit zerstört ist. Die Stützlinie braucht nunmehr nicht mehr im inneren Drittel zu verlaufen, weil Zugspannungen wegen Auftrennung der Fuge nicht mehr eintreten können. Dagegen muß die Forderung erfüllt sein, daß die Mauer durch Hinzutreten des Unterdrucks nicht umkippen kann, d. h. für die Mauervoröerkante muß die Summe der widerstehenden Momente größer sein, als die Summe der angreifenden Momente einschl. Unterdrück. Diese Bedingung ist erfüllt, wenn der Quotient

*) Dr. Ing. Jntze: Die geschichtliche Entwickelung, die Zwecke und der Bau der Talsperren. Berlin, Verlag von Julius Springer. 1907. Seite 41.

Stabilitätsmomente Kippmomente

größer als 1 ist. Ist dieser Quotient

genau gleich 1, so ist die Mauer im labilen Gleichgewicht, gleichzeitig wird die Druckspannung an der Mauervorderkante unendlich groß. Die Einführung der weiteren Bedingung, daß die als zulässig erachtete Druckspannung auch bei Eintreten des vollen Unterdrucks nicht überschritten wird, führt dann endlich zur Bestimmung der Abmessungen des Mauerprofils.

6. Gang der Berechnung. Es sind zunächst aus den Momenten der angreifenden Kräfte die Werte c zu ermitteln, die den Abstand des Schnittpunktes der Schlußkraft mit der Fuge von der Fugenmitte bedeuten.

Nach Anlage 1, Abb. 3 ist:

... G„ ln + Awj. a, + Aw₂ . a₂

P • (y — c j + G, 1, + G₂1₂ -j-

+ . . . Aw„. a„ = W . w;

P = SV=G₁ + G₂+... + G„ +Awj + Aw₂ + . . . Awn; SM

SV

b SM C “ 2 S V'

Für leeres Becken ist:

SM _ b SV 2 ;

Kernabstand für volles Becken: SM    b

SV    3'

desgl

OS GS

für leeres Becken:

SM

SV

Spannungen. In der Mitte jeder Fuge herrscht

die einfache Druckspannung = om. Aus om, der Fugenbreite

er

b und dem Abstande c erhält man o mit Hülfe der Formel: + 6c

o=ani. -

Dieselbe ergibt sich aus folgender Überlegung (Anlage 1, Abb. 4):

Die Spannungen in einer Fuge setzen sich zusammen aus gleichmäßig verteilter Druckspannung und Biegungsspannung. Allgemein ist:

P _ Me

G- p +

P ist die Vertikallast, F die Querschnittsfläche, die hier ein Rechteck von der Breite b und der Länge 1 ist. Im Schwerpunkt, also in der Fngenmitte, herrscht die einfache Druck-

2J

CL i

p

ftmnnung-pT

mitte aufgestellt, so ist: M=P.c;

= om.

Werden die Momente für die Fugen-

e, = e₂ =

K) Cj

Ol = Om +

P.c.

I er

2J '

Ferner verhält sich nach Anlage 1, Abb. 4c:

, b

v + ^

o,

Om

a₂

Ti ne

b P.c.

; oder v =

2J

Da)

er ||

l.b³ _

77^ . F

12

= 1 . b, so wird:

12 c

Also ist:

er er

er

b²

12 c

b² 12 c b²

a₂ 12 c

Om

b²

12 c

er

Man kann übrigens auch die Druckbeanspruchung lediglich mit Hülfe der Gleichgewichtbedingungen ermitteln, ohne auf die Biegungslehre zurückzugreifen; Voraussetzung ist nur eine gleichmäßige Zunahme der Spannung, d. h. eine geradlinige Begrenzung der Spannungsfigur (Abb. 5).

a, + a₂.

b

2 +C =

X ICO

°2 + 2 .

Daraus wird:

— (nach der Gleichung für den Schwere-punkt des Trapezes).

Oi jo

je co

4om — a₂.

0m

o₂

^ ^C (wie oben).

Bei Eintritt von Unterdrück tritt die Drucklinie im allgemeinen aus dem Kern der Mauer heraus und es würde Zugspannung entstehen; jedoch muß angenommen werden, daß der volle Unterdrück nur eintreten kann, wenn die Fuge klafft, Zugfestigkeit also schon nicht mehr vorhanden ist. Nach der Gleichung der lotrechten Kräfte verteilt sich dann der Druck der Schlußkraft auf die Fuge nach einem Dreieck, dessen Schwerpunkt lotrecht unter dem Schnittpunkt der Drucklinie liegt, dessen Seitenlange also gleich dem dreifachen des Abstandes von Mauervorderkante und Schnittpunkt der Schlußkraft ist (Anlage 1, Abb. 6). Demnach ist:

2 SV

3a

Ol = 2 om =

7. Ergebnisse der Berechnung für Fall 1 (Blatt 19). Die Stützlinie für volles Becken bleibt unter den obengenannten Voraussetzungen von der Kerngrenze 0,49 bis 3,70 m entfernt. Bei Einführung des vollen Unterdrncks ist die Mauer unter allen Umständen standsicher. Die Höchstspannung beträgt bei vollem Becken ohne Unterdrück 6,28 kg in Fuge 40, mit Unterdrück 7,35 kg in Fuge 30, bei leerem Becken 7,57 kg in Fuge 40.

Als Anhang zu Fall 1 ist der Wasserstand ermittelt worden, bei dem die Drucklinie durch die Mitte der Fundnmentsuge geht. Es ergab sich, daß der betreffende Wasserstand auf Ord. 210,0 liegt, d. h. 3,30 m unter dem normalen Wasserspiegel und 4,50 m unterhalb der Mauerkrone (Anlage 1, Abb. 7).

II. Erläuterung zu Jall 2. (Zeichnerische Berechnung).

(Blatt 20.)

Die Berechnung der wahrscheinlich ungünstigsten Beanspruchung der Mauer soll zeigen, um wieviel günstiger die Beanspruchung der Mauer gegenüber der Berechnung zu Fall 1 in Wirklichkeit ausfallen wird. Sie liefert ferner die Höchstbeanspruchung bei leerem Becken, die sich unter den Annahmen zu Fall 1 zu klein ergiebt, und damit die höchste in der Sperrmauer auftretende Druckspannung überhaupt. Die Aenderungen der Voraussetzungen zu Fall 1 sind folgende:

1. Höchster Stau im Talbecken. Bei einem Stauinhalt von 130 Mill. cbm liegt der Wasserspiegel nunmehr bei Beginn des Überlanfens 1,20 m von der Mauerkrone entfernt, gegenüber 1,00 m beim Entwurf vom Januar 1907. Auf die zeichnerische Berechnung zu Fall 2 hat diese Änderung, mit der eine kleine Vermehrung des Pfeilermauerwerks verbunden ist, so gut wie keinen Einfluß. Die Strahldicke beim größten Hochwasser ist zu 35 cm angenommen worden (vergl. Erläuterungsbericht: Überläufe).

2.    Mauergewicht. Das Raumgewicht des Mauerwerks ist zu 2400 kg/cbm anzunehmen, wie oben nachgewiesen. Nach Fall 2 tritt die Höchstbeanspruchung des Untergrundes mit 8,03 kg/qcm bei leerem Becken ein. Es würde also nicht zulässig sein, hier das niedrigere Mauergewicht von 2350 kg für 1 cbm einzuführen, weil man dann die tatsächlich eintretende höchste Untergrundbelastung zu gering erhalten würde.

3.    Verblendung. Die Verblendung ist durch die schwalbenschwanzförmige Verzahnung so fest mit dem Hauptmauerkörper verbunden, daß sie einheitlich mit ihm wirken wird und als Verstärkung des Profils zu betrachten ist, wie dies auch bei den älteren rheinisch-westfälischen Talsperren (Remscheid, Fuelbecke, Heilenbecke) geschehen ist.

4.    Pfeiler und Gewölbe des Überlaufs. Das Gewicht der genannten Manerteile ist in der Berechnung berücksichtigt.

5. Erddruck. Der Erddruck ist nach dem Rebh ann'scheu Verfahren ermittelt, unter Annahme eines Reibungswinkels für durchnäßte Erde von 20°. Der Reibungswinkel zwischen Mauerwerk und Erde wurde — 0 gesetzt. Das Mehrgewicht der nassen Hinterfüllnng gegenüber Wasser beträgt 1900 — 1000 = 900 kg/cbm. Der Erddruck ist für lotrechte Wand ermittelt und das Gewicht der auf die Mauer-böschung wirkenden Erdlast in Rechnung gestellt.

Für verschiedene Höhen läßt sich die Größe des horizontal wirkenden Erddrucks unmittelbar angeben, wenn man die Tangente des Winkels ß an der Spitze des in Anlage 2, Abb. 1 gezeichneten Erddruckdreiecks kennt; denn ist die Höhe der Erdschüttung oberhalb einer Fuge = h, so ist der Erddruck für diese Fuge:

7 . h²

• tg ß-

Man erhält tg ß, wenn man das Erddruckdreieck für irgend eine Höhe h berechnet. Für einen Fach in dem die Höhe der Erdschüttung 17 m betrug, waren die Abmessungen des Erddruckdreiecks nach dem Rebhnnn'schen Verfahren wie folgt ermittelt (Anlage 2, Abb. 2): ab = 17,000 m;

Q-

³ , — tg 20»;

ad = 17,000.0,36397 = 6,187 m.

CD

sin 20°;

ae = 17,000.0,84202 = 5,814 m.

= cos 20°;

b e = 17,000.0,93969 = 15,975 m. cot ->C a b c = 2,000;

3: a b c = 63° 26z 6". e c = 15,975 . tg 43° 26' 6"; e c = 15,125 m.

a c = 15,125 + 5,814 = 20,939 m;

(O

Ol

OC

CH

IC

ot

CO

er aq cd a> er

n> iorq & n ! n crq

GO

r—I

to

CD

CO

<N

tH

h-i

CO

CO

gh =

= 10,463 m.

15,975.9,906 15,125

A 1 m n = A g h i (nach Rebhann). 1 n . 1 m _ gh²

= 6,440 rn;

10,4632 17,000

tg ß =

6,440 17,000

Bei leerem Becken wirkt der Erddruck günstig auf die Beanspruchung an der Wasserseite, indem er die Schlußkraft nach der Lustseite verschiebt. Demnach ist die Stützlinie und Druckbeanspruchnng bei leerem Becken ohne Erddruck ermittelt.

6.    Unterdrück. Auch bei der zeichnerischen Berechnung zu Fall 2 ist der volle Unterdrück in Rechnung gestellt.

7.    Gang der Berechnung. Alle Fugen sind unabhängig von einander untersucht, derart, daß zunächst für die Fundamentfuge, dann nach oben fortschreitend für die folgenden Fugen die Kräftewirknngen verfolgt wurden. Alle wirksamen Kräfte sind auf Blatt 20 tabellarisch angegeben. Die Punkte, an denen die Resultierende bei Eintreten von Unterdrück der Kerngrenze am nächsten kommt, in Fuge 30 und 35, sind außerdem rechnerisch nachgeprüft.

Aus der unter den obengenannten Voraussetzungen erfolgten zeichnerischen Berechnung des Mauerprofils ergibt sich die bemerkenswerte Tatsache, daß das gewählte Mauerprofil selbst bei Eintreten des vollen Unterdrucks keine Zugspannungen erfahren würde, da die Stützlinie innerhalb der Kerngrenze verbleibt. Die Höchstspannung bei vollem Becken ohne Unterdrück vermindert sich auf 5,90 kg, während sie bei leerem Becken 8,03 kg an der Wasserseite beträgt. Bei Eintreten von Unterdrück wird die Druckspannung bei vollem Becken ganz geringfügig.

Der in den Prüfungsbemerkungen vom 28. Oktober 1906 gegebene Hinweis, daß es sich empfehle, die Drucklinie bei gefülltem Becken annähernd durch die Mitte der Gründnngs-fohle gehen zu lassen, wird durch das vorliegende Mauerprofil ebenfalls erfüllt.

Essen, im Juli 1908.

o£M,

Regierungsbaumeister a. D.

Zahlenmäßige Berechnung des Malierprofils.

Es bedeuten:

Auge 5,00.

li, I2 etc. die Hebelarme bex Mauerflächen. 31, 32 etc. „

„ Wasserauflasten. „ Wasserdrücke des Unterdrucks.

Hebelarme.

li

„ Mauerflächen.

„ Mauergewichte.

„ Wasserauflasten.

V = G A „ Summe der lotrechten Lasten. „ Wasserdrücke.

„ Momente für die Mauervorderkante.

den Abstand der Fugenmitte vom Schnittpunkt der Schlußkraft mit der betreffenden Fuge.

„ Kernabstand der Stützlinie, die Spannungen in den wagerechten Schnitten, und zwar om die mittlere Spannung, und g2 die Kantenpressungen.

Die Fugen sind nach ihrem Abstand von der Mauerkrone benannt.

Nachstehende Berechnung wurde durchgeführt ohne Berücksichtigung des Erddrucks der Hinter-süllung und unter Wegfall der Pfeilerauflast sowie der Verblendung:

1.    für leeres Becken,

2.    für volles Becken ohne Unterdrück,

3.    für volles Becken mit Unterdrück

4,90    1 4,90 + 2.2,93

2 ⁺ 3 * ~ 4,90+ 2,93 1 10,76.0,805

= 2,45+-.

= 4,90 —

5,00

in

cxi CO

4,90 — 2,93

0,18

Fi = 3,60 •

7,83

= 2,82 m

= 4,82 m

4,90 + 2,93

2 M_14,09 . 2,82

14,09

c =2,82 —

6», —

4,90

Leeres Becken.

14,09 qm

2,82 m

2 = 0,37 m

O • 4,90 - 2,82 = 0,45 m

0

2350.14,09

4790710000

= 0,68 kg

oi =0,68.

(1 +

0,37 . 6

4,90

o₂ = 0,68 . 1 —

0,37 . 6'

4,90

— 0,99 kg

J = 0,37 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

G = 14,09.2,35 = 33,11 t A =

5,00

₂ • 0,25 = 0,62 „

SV = 33,73 t W = 5,00.2,50 = 12,50 t

Momente:

G . 1 = 33,11 . 2,82 A.a =0,62.4,82

CO

= 93,37 mt = 2,99 „ 96,36 mt = — 20,83 „

SM = 75,63 mt

SM _ 75,53 SV " 33,73

= 2,24 m

4,90

— 2,24 = 0,21 m

k = 2,24 —    = 0,61 m

33 730

Om —

4,90 . 10 000

= 0,69 kg

oi = 0,69. 1 +

0,21 . 6

4,90

o₂ =0,69. 1

0,21 . 6

4,90

) = 0,87 kg

= 0,51 kg

Volles Becke» mit Unterdrnck.

U = 4,90 . 5,0 = 24,50 t

4,90

₂ = 2,45 m

U . u = 24,50.2,45 = 60,03 mt SM = 75,53 — 60,03 = 15,50 mt SV = 33,73 — 24,50 = 9,23 t 15,50

SM

SV

9,23

= 1,68 m

Ol

9230

3 1,68.10 000

= 0,37 kg

Auge 10,00.

li

Hebelarme:

= 7,88 — 0,25 — (4,90 — 2,82) = 5,55 m _ 7,88    1 7,88 -f 2.4,90 /7,88 — 4,90

— ₂ + ₃ • 7₍88 + 4,90

-391 I ¹ - ¹⁷'⁶⁸ • ^ -'    + 3    12,78

0,25

3,94 + 0,57 = 4,-51 m

= 7,88--^

= 7,71 m

10,00

Leeres Becken.

Mauerflächen:

Fx= .

Fi = 5,00 •

7,88 + 4,90

14,09 qm 31,95 „

SF = 46,04 qm

Momente:

rH CO

xh r—I

O OS

Ol CO

Ol Ol

SM _ 222,29 SF ~ 46,04

c = 4,83

.    .    = 78,20 m²

•    -    = 144,09 „

SM = 222,29 m²

= 4,83 m

7,88

₀ = 0,89 m

Om =

_ - 7,88 — 4,83 = 0,42 m

O

2350.46,04 7,88.10000

= 1,37 kg

Oi = 1,37 •    1 +

a₂ = 1,37 •

6.0,89 7,88 ; 6.0,89

7,88

) = 2,30 kg

= 0,44 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

G = 46,04.2,35    = 108,19 t

A _ 10,00.0,50

2,50 „

SV = 110,69 t W = 10,00.5,00 = 50,00 t

Momente:

G . 1 = 222,29.2,35 A . a ==

2,50.7,71

522,38 mt 19,28 „

541,66 mt

W . w = — 50,00 - —

10,00

₃    = - 166,67 „

SM _ 374,99 SV ~ nÖ,69

SM =    374,99 mt

= 3,39 m

7,88

— 3,39 = 0,55 m

7,88

k =3,39- ₃

110 690 7,88.10 000

c>i = 1,40 •

o₂ = 1,40 - II —

= 0,76 m

= 1,40 kg

/, . 6.0,551    . nn .

(¹⁺    7.88 l⁼¹'"kg

6.0,55

7,88

= 0,81 kg

Volles Becken mit Unterdrück.

U = 10,0.7,88 = 78,80 t

7,88

₂ = 3,94 m

U . u = 78,80.3,94 = 310,47 mt SM = 374,99 — 310,47 = 64,52 mt SV = 110,69 — 78,80 = 31,89 t 64,52 31,89

SM

SV

= 2,02 m

Oi =

31890

3    2,02.10000

= 1,05 kg

Auge 15,00.

Hebelarme.

I, = 11,13 — 0,25 — (7,88 — 4,83) = 7,83 m

11,13    1    11,13 + 2.7,88    /11,13 — 7,88

2    ⁵ 3......11,13 + 7,88

1    26,89.1,375

19,01

— 0,25

= 5,565 + ₃

= 5,565 + 0,648 = 6,21 m

0 75

a = 11,13 -    = 10,88 m

15,00

Leeres Becken.

Mauerflächen:

11,13 + 7,88

Fi =

Fa = 5,00 •

46,04 qm = 47,53 „

SF = 93,57 qm

Momente:

xh CO ist

crf i^

05 -M

CO "00

I—^ CO

05 Cst ^ rH

cT ugT

CO 05 CO GM

~n|

SM = 655,65 m2 = 7,007 m

7,007 — —= 1,44 m

655,65

93,57

GM CO

• 11,13 — 7,007 = 0,41 m

2350.93,57 11,13. 10 000

= 1,98 kg

o, = 1,98 -

= 3,52 kg

6'. 1,44 11,13

o₂ — 1,98 -

= 0,44 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

G = 93,57 - 2,35    = 219,89 t

A = 15,00 -

0,75

5,63 „

SV = 225,52 t

W = 15,00 • 7,50 = 112,50 t

Ntomente:

O .I = 655,65.2,35 A . a =5,63. 10,88

1540,78 mt 61,25 „

1602,03 mt

W.w = — 112,50.5,00 = — 562,50 „

SM

1039,53 mt

_ 1039,53 " 225,52 11,13

= 4,609 m

— 4,609 = 0,96 m

Om -

= 2,03 kg

0.6.0,96\

(¹⁺ ll,13j ~³'09 kg 6.0,96 11,13

k =4,609 —    ³

225 520 111300

Oj — 2,03 .

o₂ — 2,03 .

= 0,90 m

= 0,97 kg

Volles Becken mit Unterdrück.

= 5,565 m

U = 15,00.11,13 = 166,95 t 11,13

U . u = 166,95.5,565 = 929,08 mt SM = 1039,53 — 929,08 = 110,45 mt

SV = 225,52 — 166,95 = 58,57 t SM _ 110,45 SV — 58,57

<3|

= 1,89 m

2    58570

3    ' 1,89.10000

= 2,07 kg

I2

Auge 20,00.

Hebelarme.

= 14,65 — 0,25 — (11,13 — 7,01) = 10,28 m 14,65 , 1    14,65 + 2.11,13    Z14,65 — 11,13

3 .....14,65 + 11,13    ' {

1    36,91

3 ' 25,78

= 14,65 - ¹    = 14,32 m

20,00

— 0,25

= 7,325 +

co¹ o

er

• 1,51 = 7,325 + 0,721 = 8,05 in

re

Leeres Becken.

F, =    .

F₂ = 5,00 •

Mauerflächen:

14,65 + 11,13

93,57 qm 64,45 „

SF = 158,02 qm

Momente:

93,57 .10,28    .

64,45.8,05

961,90 m2 518,82 „

TS

1480,72

158,02

SM = 1480,72 m²

= 9,37 m

„ „„    14,65

c =9,37----

= 2,04 m

CO; IO

Om =

- 14,65 — 9,37 = 0,40 m

2350.158,02 14,65.10000

= 2,535 kg

oi = 2,535 •

fl + 6.2,041 V 14,65 )

= 4,65 kg

02 = 2,535 •

6.2,04 14,65

= 0,42 kg

Volles Becken ohne Nnterdrnck.

Gewichte:

= 158,02.2,35    .    .

20,00.1,00

371,35 t

10,00 „

SV

381,35 t

20.20

= 200 t

Momente:

G.l = 1480,72.2,35 . A . a = 10,00.14,32    .

3479,69 mt 143,20 „

W. w = — 200 •

20,00

3622,89 mt

= — 1333,33 „

SM

2289,56 mt

2289,56

— 6,004 m

381,32

14,65

— 6,004 = 1,32 m

(1 +

= 2,60 kg

6 . 1,32 14,65 6 . 1,32 14,65

k = 6,004 — ¹⁴;j⁶⁵

381350 14.65.10 000

g, = 2,60 •

g, = 2,60 •

—1,12 m

= 4,01 kg

= 1,19 kg

Volles Becken mit Unterdrück.

U = 14,65.20,00 = 293,00 t 14,65

ii

= 7,325 m

U . u = 293,00.7,325 = 2146,23 mt SM = 2289,56 — 2146,23 = 143,33 mt SV = 381,35 — 293,00 = 88,35 t 143,33 88,35

SM

SV

= 1,62 m

Ol

ei re

88 350

1,62.10 000

= 3,64 kg.

Auge 25,00.

Hebelarme.

I, = 18,45 — 0,25 — (14,65 — 9,37) = 12,92 m .    18,45 , 1    18,45 + 2 . 14,65    (18,45 —14,65

3 ' “18,45 + 14,65 1    47,75

3 ‘ 33,10

— 0,25

= 9,225 +

• 1,65 = 9,225 + 0,793 = 10,02 m

1,25

a =18,45 — 25,00

₀ =18,03 m 3

Leeres Becken.

Mauerflächen:

Fi = . . F- =5,00-

18,45 + 14,65

158,02 qm 82,75 „

SF = 240,77 qm

Momente:

158,02.12,92 .    .    .    = 2041,62 m²

829,16

82,75.10,02

SM = 2870,78 m²

SM _ 2870,78 S F — 240,77

c = 11,923 —

= 11 923 m

18,45

= 2,70 m

0|

= 3,07 •

a, = 3,07 •

6.2,70 \ 18,45 , 6 . 2,70x 18,45 y

= 5,77 kg

= 0,37 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

G = 240,77 . 2,35 = 565,81 t 25,00.1,25

15,63 „

SV = 581,44 t W = 25,00.12,50 = 312,50 t

Momente:

'v I r—I

Ol GO

CO CO

6746,33 mt 281,81

25,00

7028,14 mt

W. w = — 312,50 •

— 2604,17 „

SM =    4423,97 mt

4423,97

581,44

= 7,609 m

18,45

— 7,609 = 1,62 m

k = 7,609 - ¹⁸f

O

581440 18745.10 000

= 1,46 m

Gm —

= 3,15 kg

ot = 3,15 •

v ^ 18,45 ;

= 4,81 kg

a, = 3,15 •

6 . 1,62 18,45 .

= 1,49 kg

Volles Becken mit Unterdrück.

U = 18,45.25,00 = 461,25 t 18,45

₉    — 9,225 m

U . u = 461,25.9,225 = 4255,03 mt SM    =    4423,97    — 4255,03 =    168,94 mt

SV    =    581,44 —    461,25    = 120,19 t

S    _    168,94

S    ~    120,19

+ 1,41 m

120190

Ol =

3    1,41.10 000

= 5,68 kg

Juge 30,00.

Hebelarme.

lj = 22,53 — 0,25 — (18,45 — 11,92) = 15,75 in

22,53 — 18,45

22,53 + 2,18,45 22,53 + 18,45 ----- 11,265 + 0,865 = 12,13 m

22,53    1

— 0,25

a =22,53 30,00

1,50

Leeres Becken.

Mauerflächen:

Fi = . . F₂ = 5,00 •

22,53 + 18,45

.    240,77 qm

= 102,45 .,

£ F = 343,22 qm

Momente:

240,77 . 15,75 102,45.12,13

.    .    =    3792,13    m²

.    .    =    1242,72    „

SM = 5034,85 m²

SM _ 5034,85 SF 313,22

c = 14,669 —

= 14,669 m 22,53

IO

= 3,40 m

Om —

• 22,53 — 14,67 = 0,35 m = 3,58 kg

2350.343,22

22,53 . 10 000

Oi =3,58 -

fl + ⁶ • ³'⁴⁰)

\ ^ 22,53 )

= 6,82 kg

a₂ = 3,58 •

6.3,40' 22,53

= 0,34 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

O = 343,22.2,35 = 806,57 t A _ 30.1,5

= 22,50 „

SV = 829,07 t W = 30,00 . 15,00 = 450,00 t

M omente:

. I =    5034,85.2,35 =    11831,90 mt

22,50.22,03 =    495,68 „

12 327,58 mt W . w = — 450,00.10,00 = — 4 500,00 „

SM = 7 827,58 mt

7827,58

829,07 22,53

= 9,441 in

— 9,441 = 1,82 m

k 9,441 — ²²ß = 1,93 m

O

829 070 22,53 . 10 000

Olli -

= 3,68 kg

ox — 3,68 -

/ 6 . 1,82\ 1 ^ 22,53 )

o 2 =: 3,68 •

6.1,82 22,53 j

- 5,46 kg

) = 1,90 kg

Volles Becke» mit Unterdrück.

U = 30,00.22,53 = 675,90 t 22,53

= 11,265 m

U . u = 675,90.11,265 = 7614,01 mt SM = 7827,58 — 7614,01 = 213,57 mt SV = 829,07 — 675,90 = 153,17 t

K M

<15

213,57 ~ 153,17

2    153170

3    ‘ 1,39. 10 000

= 1,39 m

= 7,35 kg

Auge 35,00.

Hebelarme.

= 27,38 - 0,75 — (22,53 — 14,67) = 18,77 m

27,38 , 1    27,38 + 2.22,53    (27,38 — 22,53

3 '    27,38 -j- 22,53

72,44 49,91

— 0,75

= 13,69 +

3i

= 27,38 - ₂

= 27,38 — 0,385 —

• 1,675 = 14,50 m

1    0,75 + 2.2,25

' '    0,75 + 2,25    ‘

• 0,75 = 26,56 m

2,25 — 0,75

00

ÜC ; h-i

5,25

3,00

a₂

= 27,38 - '₃

CI

= 27,13 m

35,00

Leeres Becken.

Mauerflächen:

F, = . . F₂ = 5,00 -

27,38 + 22,53

343,22 qm 124,78 „

SF = 468,00 qm

Momente:

DO

CO xh

DO

X DO

8251,55

468,00

c =17,63

. . . = 6442,24 m2 . . . = 1809,31 „ SM = 8251,55 m2 = 17,63 m 27,38

₂    = 3,94 m

•2

₃ - 27,38 — 17,63 = 0,62 m

2350.468,00

27,38.10000

= 4,02 kg

0, =4,02.

/    6.3,945

\ T 27,38 J

= 7,49 kg

o₂ = 4,02 . 1 —

6.3,94 27,38

= 0,55 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

468,00.2,35    .

2,25 + 0,75

A, =

.    .    = 1099,80 t

• 30,0 =    45,00 „

5,00.0,75

1,88 „

SV = 1146,68 t W = 35,00.17,50 = 612,50 t

Momente:

O .1 = 8251,55 . 2,35    =

Ai . 3i =

A₂ . 3a =

45,00.26,56 1,88.27,13

19 391,14 mt 1195,20 „ 51,00 „

20 637,34 mt

W . w = — 612,50 •

35,00

₃    =- 7 145,83 „

_ 13491,51 " 1146768 27,38

SM =    13491,51 mt

11,766 m

11,766 = 1,92 m

k = 11,766

1146 680

Olli - ,

27,38.10 000

o. = 4,19 • 1 +

o₂ = 4,19 -

(i

27,38

3    = 2,64 m

= 4,19 kg

6 .1,92 27,38 6 . 1,92 27,38

= 5,95 kg

j - 2,43 kg

Volles Becken mit Unterdrück.

U = 27,38.35,00 = 958,30 t 27,38

— 13,69 m

• U . u = 958,30 . 13,69 = 13119,13 mt SM = 13491,51 — 13119,13 = 372,38 mt SV = 1146,68 — 958,30 = 188,38 t SM __ 372,38 SV 188,38 _ 2    188 380

⁰¹ ~3 " 1,98.10000

1,98 m

6,34 kg

Auge 40,00.

Hebelarme:

I, = 33,50 — 1,75 — (27,38 — 17,63) = 22,0 m 33,50    1 33,50 + 2.27,38 /33,50 — 27,38

1* =

3    33,50 + 27,38

1 88,26.1,31 60,88

ai = 33,50 — 1,75 — (27,38 — 26,56) = 30,93 m

— 1,75

= 16,75 + ö -

= 17,38 m

a₂ = 33,50 — 1,75

0,75

a₃ = 33,50 40,00

₃ = 31,50 m

1,75 40,00 + 2.35,00 3    40,00 + 35,00

= 32,64 m

Leeres Becken.

Mauerflächen:

F, = . . Fa = 5,00 •

33,50 + 27,38

468,00 qm = 152,20 „

SF = 620,20 qm

Momente:

.    =    10    296,00    m²

.    -    2    645,24    „

SM = 12 941,24 m²

468,00.22,0    . .

152,20.17,38 .    .

SM _ 12941,24 _

S F — 620,20 — 20,866 m

c = 20,866 — ³³:-j0 = 4,12 m

am —

Ol

• 33,50 - 20,866 = 1,47 m

2350.620,20 33,50.10 000

= 4,35 kg

4,35 . (l +

6.4,12

cs. = 4,35 . 1 —

33,50 , 6.4,12 33,50

= 7,57 kg

= 1,14 kg

Volles Becken ohne Unterdrück.

Gewichte:

= 1457,47 t - 30,0    =    45,00 „

Ai

= 620,20.2,35 2,25 + 0,75

An

Ag

= 5,0°. '-_ 40,00 + 35,00

= 1,88 „

• 1,75 =    65,63 „

SV = 1569,98 t

Momente:

30411,91 mt 1391,85 „ 59,22 „ 2142,16 „

0.1= 12941,24 . 2,35 =

45,00.30,93 = 1,88.31,50 = 65,63.32,64 =

Ai . 3.i =

Ag . 3g ⁼⁼⁼

Ag . 3g =

40,00

W. w = —800,00-

34 005,14 mt

g = — 10 666,67 „

SM_ 23 338,47 SV 1569,96 33,50

SM =    23 338,47 mt

= 14,865 m

— 14,865 = 1,885 m

k = 14,865 - - • 33,50 = 3,70 m

o

1569 980    . ...

33,50 10000    4,69 kg

V+MS⁵)”⁶'²⁸¹¹⁸

Om —

ax — 4,69 .

Volles Becken mit Unterdrück.

U = 40,00.33,50 = 1340,00 t 33,50

= 16,75 m

U . u = 1340,00.16,75 = 22445,00 mt SM = 23338,47 — 22445,00 = 893,47 mt SV = 1569,98 — 1340,00 = 229,98 t SM 893,47 SV ~ 229,98

2    229 980

⁰¹ 3 3,88 . 10 000

= 3,88 m

= 3,95 kg.

Essen, int Januar 1907.

Link,

Regierungsbaumeister a. D.

Geprüft.

Arnsberg, den 6. Mai 1907.

Der Regierungs- und Baurat:

Michelmann.

Anhang zur zahlenmäßigen Berechnung des Mauerprofils.

¹

Centralblatt der Bauverwaltung, 1898, Nr. 9n, Seite 110.

²

- 18,45 — 11,923 = 0,38 m

D

2350.240,77 18,45.10 000

Ermittelung des Wasserstandes im Staubecken, bei dem die Drucklinie durch die Mitte der Fundamentfuge geht.

Mauerkrone auf 214,50 m ü. N. N. Stauspiegel auf 210,00 m ü. N. N. vorläufig angenommen. Sonstige Annahmen wie bei Fall 1, d. h. Verblendung und Erd-hinterfüllung als nicht vorhanden gedacht, keine Pfeilerauflast, Mauergewicht 2,35 t/cbm.' Vergl. die Erläuterung zur statischen Berechnung des Mauerprofils. Hierzu Abb. 7, Anlage 1.

Hebelarme: I, = 22,00 m 1₂ — 17,38 m

0,75 -

O

= 30,575 m

a, = 33,50 — 1,75 -

a₂ = 33,50

a₃ = 33,50    ₃

35,5

0,75    30,50 + 2.25,50

lf ' -T ' “30,50 + 25,50 1,75    35,50 + 2 . 30,50

35,5" -l 30,50

= 31,39 m

= 32,65 m

Gewichte:

G = 620,20.2,35 ......

A₂. a₂ = 21,00.31,39 .....

A₃. a₃ = 57,75.32,65 .....

= 1457,47 t

16,26 „

21,00 „

57,75 „

UV = 1552,48 t

= 30 411,91 mt =    497,15    „

=    659,19    „

= i 885,54 „

XYZ 35,5'

W . w =—~ .

EM 25 997,31 E V “ 1 552,48

33 453,79 mt

7 456,48 „

= 16,75 m

Es ergibt sich, daß bei dem angenommenen Wasserstand + 210,00 m ü. N. N. die Schlußkraft die Mitte der Fundamentfuge schneidet.

Ob Unterdrück vorhanden ist oder nicht bleibt für diese Berechnung gleichgültig, da die Resultierende des vollen Unterdrucks ebenfalls in der Mitte der Fundamentfuge angreift.

Essen, im Juli 1908.

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k-20*

I

Nachweis der Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen.

A.    Leistungsfähigkeit der Ablaßrohre in bmi Umlaufstollen, den Rohrstollen und den Notauslässen.

B.    Selbsttätige Regulierung des Wasserstandes im Staubecken bei geöffneten Notauslässen.

C.    Bestimmung der größten Strahldicke an den Überläufen und Nachweis der ausreichenden Abmessungen der Überfallbauwerke, der Aaskaden uitb der beiden Abflüsse des Sturzbetts.

D.    Nachweis der genügenden Leistungsfähigkeit der Vorrichtungen, die zur Um-bezw. Ableitung der Ulöhne und Heve während der Bauzeit dienen sollen.

A. Leistungsfähigkeit der Aktaßrohre in dem Mmlanf-stossen, den Wohrstoürn und den Hlotauslästeir.

Folgende Ablaßvorrichtungen sind vorgesehen:

I. Umlaufstollen: Der Umtaufstollen bleibt während der Bauzeit offen, später sollen 3 Rohre von je 1400 mm Durchmesser eingebaut werden.

II. Grundablässe: 4 Rohre von je 1400 mm Durchmesser.

III. Notauslässe an den Hängen: 4 Rohre von je 1400 mm Durchmesser.

Insgesamt sind also 11 Rohre von je 1400 mm Durchmesser und 16,92 qm Gesamtquerschnitt für die Entlastung vorgesehen.

23+- + c — n 1 + |s3 +

fR

Es soll nunmehr die Leistungsfähigkeit des Stollens bei verschiedenen Wasserständen berechnet werden, worauf der Zusammenhang von Wasserstand und Leistungsfähigkeit zeichnerisch dargestellt werden kann.

a) Es sei zunächst ein Wasserstand im Stollen von 0,20 m angenommen. Bei diesem Wasserstand ist der Querschnitt des Wasserkörpers F =    - 2,70.0,20 = 0,36 qm. Der benetzte Umfang, d. i.

der Teil des Umfanges, der vom Wasser berührt wird, beträgt 2,75 m. Hieraus ergibt sich der hydraulische Radius R =

CO l +

= o,i3i,

2,75

]/R = 0,36. Das Gefälle i des Stollens beträgt

yr = o,o546.

Der Erfahrungswert c

1,06

354,28 23 + 77 + 0,52

⁰⁰ 335'

1 + (23 + 0,52).

77.0,36

= 64,3. v ergießt sich zu 54,3.0,36.0,0546 = 1,07 m/sek,

_ 100,52 ~~ 1,85

und die dem Wasserstande von 0,20 m entsprechende Wassermenge Q beträgt demnach 1,07.0,36 = 0,4 cbm/sek.

b) Wasserstand im Stollen = 1,20 m. 2,70 + 3,36

F = 0,36 + u = 2,75 + 2.1,05 = 4,85 m, i = 0,70, y'R = 0,84,

• 1,00 = 3,39 qm,

3,39

4,85

sti = 0,0546,

23 + 77 + 0,52

100,52

1 + 23,52-

1,36

= 74,

77 . 0,84

v = 74.0,84.0,0546 = 3,39 m/sek,

Q = 3,39.3,39 = 11,5 cbm/sek.

c) Wasserstand im Stollen = 2,35 m. 3,36 + 3,60

3,39 +

4,85 + 2. 1,16 = 7,17 m, = 1,03, /R = 1,015,

7,39

Iw

• 1,15 = 3,39 + 4,00

= 7,39 qm,

yr

7,17

= 0,0546,

23 + 77 + 0,52

1 + 23,52 -

100,52

1,30

= 77,3,

77 . 1,015 77,3.1,015.0,0546 = 4,28 m/sek, 4,28.7,39 = 31,6 cbm/sek.

d) Wasserstand int Stollen — 3,20 m.

F = 7,39 +

t—I CM

• 3,16.0,85 +

360

3,14.1,82.2,

sin ^ = 0,47, cp = 28°,

F = 7,39 + 1,34 +

28

360

• 3,14.1,82. 2 = 7,39 + 1,34 + 1,58

— 10,31 qm,

u = 7,17 + 2.0,88 = 8,93 m, 10,31

8,93

= 1,15, |/R = 1,07,

Vi = 0,0546,

23 + 77 + 0,52    _ 100,52

= 77,9,

1 + 23,52 •

1,29

77.1,07

v = 77,9 . 1,07 . 0,0546 = 4,55 m/sek,

Q = 4,55 .10,31 = 46,9 cbm/sek.

e) Wasserstand im Stollen = 3,80 m. F = 7,39 +    • 2,12 . 1,45 +

CO

•3,14.1,82.2,

sin <p =

1,45

1,80

= 0,805, <p = rb. 5372°,

F = 7,39 + 1,54 +

53,5

360

• 3,14.1,82. 2 = 7,39 + 1,54 + 3,03

= 11,96 qm,

u = 8,93 + 2.0,80 = 10,53 m,

= 1,13, (R = 1,06,

11,96 10,53

yr= o,o546,

23 + 77 + 0,52    _ 100,52

1 + 23,52 -

T—1

1,29

= 77,9,

77 . 1,06

v = 77,9 . 1,06.0,0546 = 4,51 m/sek,

Q = 4,51.11,96 = 53,9 cbm/sek.

f) Wasserstand im Stollen — 4,15 m. (Stollen gefüllt; Grenzfall.)

F = 7,39 +    .3,14. l,8² = 7,39 + 5,09

1—1 ! CVl

= 12,48 qm,

u = 7,17 (bergt, unter c) + 3,14.1,8 = 7,17 + 5,65 = 12,82 m, 12,48 12,8.2

]'T= 0,0546,

= 0,97, /R = 0,98,

23 + 77 + 0,52    _ 100,52

1 + 23,52 -

1,31

= 76,7,

77.0,98

v = 76,7 . 0,98.0,0546 = 4,10 m,

Q = 4,10 . 12,48 = 51,2 cbm.

In der Anlage 2 ist die Leistungsfähigkeit des Stollens als offener Kanal zeichnerisch dargestellt. Aus der Darstellung ist zu ersehen, daß die Höchstleistung 54 cbm/sek beträgt, und zwar tritt diese bei einein Wasserstande von 3,85 m ein.

scheiden :

2. Berechnung der Leistungsfähigkeit des Stollens nach Einban vou 3 Rohren von je 1400 mm Durchmesser.

Für den Gang dieser Berechnung sind zwei Fälle zu unter

1.    Die durch die eingebauten Rohre zum Abfluß gelangende Wasserinenge ist noch so gering, daß sie den Querschnitt des unteren Stollenteils nicht ausfüllt. In diesem Falle ist letzterer in seiner Wirkungsweise als offener Kanal anzusehen, das Wasser fließt ohne Überdruck weiter und die Druckhöhenverluste bleiben auf Reibungsverlust int Stollen, Kontraktionsberlust beim Eintritt in die Rohre und Reibungs-berlust in den Rohren beschränkt.

2.    Die durch die eingebauten Rohre abfließende Wassermenge ist mittlerweile so groß geworden, daß sie den Querschnitt des unteren Stollenteils gänzlich ausfüllt. Damit tritt derselbe in die Wirkungsweise eines D r u ck r o h r e s ein und

zu den oben genannten Druckhöhenverlusten kommen noch der Stoßverlust, den das Wasser beim Austritt aus den Rohren erleidet, und der Reibungsverlust im unteren Stollenteil hinzu. Die Rohre sind bei der Berechnung durch den Schacht durchgehend angenommen (vgl. II. Grundablässe).

Bezeichnet man mit hu h₂, h₃ re. die betreffenden Druckhöhenverluste, so ist:

hi = C-

a) der Reibungsverlust im oberen Teil des Entlastungsstollens v² u ,

2g F

b) der Kontraktionsverlust beim Eintritt in die Rohre

h₂ — Co •

2g

c)    der Reibungsverlust in den Rohren

Vi² Ui 2g 1

d)    der Stoßverlust beim Austritt des Wassers aus den Rohren in den unteren Teil des Entlastungsstollens

(Vi — v)²

2g

e)    der Reibungsverlust im Stollen unterhalb der Rohre

hs = Ci *

h₄ =

h₅

2g

TJ C

' b,

>3.

Hierin bedeuten:

v — Geschwindigkeit in Stollen —

Vi — Geschwindigkeit in den Rohren —

Q — Wassermenge in cbm/sek,

F — Durchflußquerschnitt des Wasserkörpers im Stollen, f — Gesamtquerschnitt der Rohre,

Ii, >2 u. I3 — die in Betracht kommenden Stollen-und Rohrlängen, u — benetzter Umfang irrt Stollen,

Ui — benetzter Umfang in den Rohren,

— Widerstandskoefficient entsprechend der Geschwin

digkeit v,

^ Xi — desgl. entsprechend der Geschwindigkeit Vi.

(X und Xi werden nach Weisbach bestimmt; vergl. Hütte, 18. Stuft., Bd. II, Seite 177.)

Co — Widerstandskoefficient beim Einlauf in die Rohre. (Für gut abgerundete Einlaufstücke beträgt Co — 0,02, vergl. Hütte, 18. Aufl., Bd. I, Seite 245.) g — 9,81 Beschleunigung durch die Schwere.

Die Wasserführung des Umleitungsstollens nach dem Einbau der

Rohre wird durch die Formel v — j

statische Druckhöhe und £ R die Summe aller Widerstände bedeuten. Bezeichnet man fernerhin die Geschwindigkeitshöhe im Stollen, bezw. in den Rohren mit h, so ergibt sich:

Für Fall 1:

h = H — (hj +    + h₉),

H = h + ht + h₂ + h

h — Geschwindigkeitshöhe in den Rohren —

Ci =

/ 2gH

1 + £R

bestimmt, worin H die

3*

Vi²

Vi²

2g

Vi²

= o„+C-

V²

2g

crq

Vi²

crq

2g

i + Co + C. • “'4

-K. •

V² u '2 g F

Vi* Ul

2g ' f

I.

Vi² = v² -

LU SS-

3 - ³'1⁴-- 1,42 = 4,62 qm

12,48 qm, f =

12,82 m, Uj = 3.3,14.1,4 = 13,19 m,

67,10 m, 1₂ — 14,30 m (Rohre durch den Schacht durchgehend angenommen).

v2 [^-(i + So + Ci •-^!*) + ?:-p-1,]

14,30) + C

v2 [wir i¹ + °'⁰² + ^ •⁴⁰'⁸³) + c -⁶⁸^⁹]

[7,3 (1,02 + C, . 40,83) + C . 68,9]

₂V-g (7,45 + C - 68,9 + C, • 298,lj. (Formel I].

2g

v² sl2,48² (

>, 4,622 (¹ + °'⁰² + ^

2g

2g

V²

2g

13,19

4,62

12,82

12,48

67,loJ‘

Für Fall 2:

h = H — (hj —(— h₂ -f- h₃ h₄ —|— h₅),

h — Geschwindigkeitshöhe im Stollen = H = h + h, -f- h₂ -f- h₃ h₄ -f- I15

v² u

V²

’s \

Vi²

v²

2 g'

2g F

Vi² Ul 2g f

(Vi — v)²

2g

V² u

V²

CO

¹ 2g F

+ lg + ?1 ' T ,2)'

I, - 223,88 rn.

l, -H

Iß +

(vi — v)²

2g

v²

2g

12,82

12,48

^67,10 + 223,88^ + ^

12,48

4,62

-1 ²

12,48² 13,19 4,62² ' 4,62

[l + £ . (68,9 + 230,0) + 2,89 + 0,15 +

+ 0,02 -

12,48²

4,62²

+ Ci •

• 14,30

CO <

. 298,0.

v2

2g

4,04 + C . 298,9 + C, . 298,0j (Formel II]

Die Sohle des Stollens am Auslauf der Rohre liegt 179,41 m ü. N. N., desgl. am Stollenauslauf 178,70 + 0,04 = 178,74 m ü. N. N. (bergt Blatt 16). Es sollen nunmehr für verschiedene Abflußmengen des Stollens die zugehörigen Stauhöhen berechnet werden, worauf wiederum der Zusammenhang von Stauhöhe und Abflußvermögen zeichnerisch dargestellt werden kann.

a. Wassermenge Q = 0 cbm/sek angenommen.

H = 0

Höhe am Einlauf in den Stolleneinschnitt — 179,76 m ü. N. N.

b Wassern:enge Q = 40 cbm/sek angenommen.

Die Geschwindigkeit im Stollen beträgt v — -p- = die Geschwindigkeit in den Rohren beträgt v— ~

40

12,48

— 3,20 m/sek,

— 8,67 m sek.

4,62

Nach Weisbach (vgl. Hütte, 18. Aufl., Bd. II, Seite 177), ergeben die sich Widerstandskoefficienten £ und aus den Werten von X und X für die Geschwindigkeiten v — 3,20 m/sek und v{ —8,67 m/sek und zwar:

~ X = v• 0,0196 = 0,0049,

4    4

i Xx = y ■ 0,0177 = 0,004425.

Nach der Darstellung der Leistungsfähigkeit des Stollens auf Anlage 2 ergibt sich für eine Wassermenge Q = 40 cbm/sek im unteren Stollenteil ein Wasserstand von 2,81 m; die lichte Höhe des Stollens beträgt 4,15 m. Der Querschnitt ist demnach nicht ausgefüllt und es kommt für die weitere Berechnung die Formel l in Betracht.

Formel I:

v²

H =    (7,45 + C . 68,9 +    . 298,1)

2g

ch20²

19,62

10,24

19,62

(7,45 + 0,0049.68,9 + 0,004425.298,1)

10,24 19,62

Die statische Druckhöhe beträgt also 4,75 m; damit liegt der Stauspiegel auf 179,41 + 2,81 + 4,75 = 186,97 m ü. N. N.

In Wirklichkeit wird die Wassermenge Q bei der berechneten Höhe des Stauspiegels etwas geringer als 40 cbm/sek sein, da für das im Stollen eingemauerte obere Rohr die volle Druckhöhe von 4,75 m nicht ganz zur Geltung kommt. Der Unterschied ist indessen so gering, daß er unberücksichtigt bleiben kann.

(7,45 + 0,34 + 1,32) =

- 9,11 — 4,75 m.

c. Wassermenge Q = 51,2 cbm/sek angenommen.

Wasserstand im Stollen (vergl. Anlage 2) 1) = 3,63 m

2) = 4,15 m.

Q_ 51,2

F — 12,48 Q 51,2

Vl = 7 = 4162

ix = ] • 0,0190 = 0,00475, 4    4

Ci = J Xi = i • 0,0172 = 0,0043.

— 4,10 m/sek,

= 11,08 m/sek,

Formel I:

(7,45 + C - 68,9 + Zi - 298,1)

v²

2g

4,10²

19,62

(7,45 + 0,00475.68,9 + 0,0043.298,1)

16,81

19,62

(7,45 + 0,33 + 1,28) =

16,81

19,62

- 9,06 = 7,76 m.

Stauspiegel:

1)    ] 79,41 + 3,63 + 7,76 = 190,80 m ü. N. N.

2)    179,41 + 4,15 + 7,76 = 191,32 m ü. N. N.

d. Wasser menge Q = 54 cbm/sek angenommen.

— 4,33 m/sek,

— 11,69 m/sek,

• 0,0190 = 0,00475,

rH |x^l

rH Xh

• 0,0171 = 0,004275.

Formel I:

v²

H = g - (7,45 + + 68,9 + & . 298,1)

_ 4,332 19,62

_ 18,75 ~~ 19,62

Stauspiegel: 179,41 + 3,85 + 8,65 = 191,91 m ü. N. N>

(7,45 +*0,00475.68,9 + 0,004275.298,1)

(7,45 + 0,33 + 1,27) =

18,75

19,62

• 9,05 = 8,65 m.

Die größte Wassermenge, die ohne Überdruck im Stollen abfließen kann, ist 54 cbm/sek. Wird die Wassermenge größer, so füllt sich der Stollen sofort. Die Berechnung muß dann mit Hülfe der Formel II ausgeführt werden.

e. Wassermenge Q = 54 cbm/sek angenommen. (Stollen gefüllt; Grenzfall).

Werte für v, v,,. v und wie unter d. Formel II:

H = ~ *- (4,04 + £ . 298,9 + & . 298,0)

2g

4,33²

19,62

18,75

19,62

(4,04 + 0,00475.298,9 + 0,004275.298,0)

(4,04 + 1,42 + 1,27) =

18,75

19,62

. 6,73 = 6,43 m.

Schwerpunkt des Stollenquerschnitts: 3,14.1,80²

• 0,42.1,8

2,15

r - 2,15.2,70-

0,45.2,15

o 2,15 " J ‘ "3”

12,48

| • 2,70.0,20 (2,15 + 0,07)

12,48

3,84 — 6,24 — 0,69 — 0,80

3,89

— — 0,31 m.

12,48

Entfernung des Schwerpunkts von der Sohle — 4,15 — 1,80 — 0,31

= 2,04 m.

Sohle des Stollens am Auslauf — 178,74 m ü. N. N.

Stauspiegel: 178,74 + 2,04 + 6,43 = 187,21 m ü. N. N.

12,48

f. Wassern: enge Q = 75 cbm/sek angenommen.

-n (Q

75

Vi = i

12,48 Q _ _75_ f ~ 4,62

— 6,01 m/sek,

— 16,23 m/sek,

• 0,0183 = 0,004575,

^=4

X, = — • 0,0168 = 0,0042.

Formel II:

v²

2g

(4,04 + C - 298,8 + C, - 298,0)

6,Ol²

19,62

(4,04 + 1,37 + 1,25) =

36,12

19,62

• 6,66 = 12,26 m.

Stauspiegel: 178,74 + 2,04 + 12,26 = 193,04 m ü. N. N.

g. Wasser menge Q = 100 cbm/sek angenommen.

12,48

8,01 m/sek,

= 21,65 m/sek,

_ Q _ 100

~ f — 4,62

r-i l'rtl r-H

r—I rJH r-H

• 0,0178 = 0,00445,

. 0,0165 = 0,004125.

Formel II:

v²

2g

(4,04 + £. 298,8    298,0)

8 Ol²

^2 (4,04 + 1,33 + 1,23) =

• 6,60 = 21,58 m.

64,16 19,62

Stauspiegel: 178,74 + 2,04 + 21,58 = 202,36 m ü. N. N.

h. Wassermeng e Q = 125 cbm/sek angenommen.

Vi

Q _    125

F _ 12,48 Q _ 125 f — 4,62

= 10,02 m/sek,

= 27,06 m/sek,

tH j'stl

• 0,0174 = 0,00435,

, Xi = — • 0,0162 = 0,00405. 4    4

Formel II:

v²

H = ~ (4,04 + C - 298,8 + & • 298,0)

_ 10,022

19,62

Stauspiegel: 178,74 + 2,04 + 33,52 = 214,30 in ii. N. N.

(4,04 + 1,30 + 1,21) =

100^4

19,62

. 6,55 = 33,52 m.

In der Anlage 3 ist die Leistungsfähigkeit des Umleitungsstollens nach Einbau von 3 Rohren von je 1400 mm l. W. zeichnerisch dargestellt. Aus der Darstellung ist zu ersehen, daß bei gefülltem Becken (Stauspiegel auf 213,30 m ü. N. N.)    123 cbm/sek durch den Umleitungs

stollen abgeführt werden können.

II. Grundabläffe.

(Vgl. Anlage 1, Abb. 3.)

Bei der Berechnung der Leistungsfähigkeit der Grundablässe sind die Rohre durch den Schiebcrschacht durchgehend angenommen. Der Gang der Berechnung ist analog dem Berechnungsgang unter I. 2; die Bezeichnungen sind die gleichen wie früher.

hi =

Die Berlusthöhen sind:

• p • li Reibungsverlust im Einlanfstollen,

v²

2g F

h₂ = Co *

Vi²

h₃ =    •

Kontraktionsverlust beim Einlauf in das Rohr (£₀ = 0,02), Ul • >2 Reibungsverlust im Rohr.

2g f

Von einem Verlust durch die Umbiegung des Strahles am Einlauf in das Sturzbett kann abgesehen werden, da von hier aus der doppelte Rohrquerschnitt in Betracht kommt, h = H - (hx + h₂ + ha),

H = h + hi + h₂ -f h₃, h = v²

+ C • o- •

Vi²

2g

Vi²

2g

Vi²

2 g'

Vi²

• ll + So •

(i + Co +.c,.u; • i₂) + c

2g

2g

V²

2g

Hl C

Vi² Ul 2g * f

• Ir

Für jeden der 4 Grundablässe ist: 3,14

F = 1,25.2,50.

• 2,50-- = 5,58 qm,

3,14

u = 2,50 + 2 - 1,25 + li = 16,20 m,

- 1,402 ₌ i>54 qm

Ui = 3,14.1,40 = 4,40 m,

U = 36,45 + 5,20 = 41,65 m,

Vi²

H = ¹

4,40

- 2,50 = 8,93 m,

2g

v?

2g

(i + 0,⁰²+ &•!-£

(1,02 + 119 Ct + 1,98 Q.

• 41,65 + C ■

1,542    8,9Z

5,5s'-* ' 5,5S

• 16,20)

Der Wert 1,98 . £ wird so klein, daß er vernachlässigt werden kann.

v?

2g

(1,02+ C, .119).

Es sollen nun wiederum für verschiedene Abflußmengen der Grundablässe die zugehörigen Stauhöhen ermittelt werden, worauf man den Zusammenhang vom Abflußvermögen und Stauhöhe zeichnerisch darstellen kann.

a. Wasser menge Q = 10 cbm/sek angenommen.

Vi =

10

1,54

— 6,49 m/sek,

6,492 19,62

Unterkante Rohr liegt auf 179,80 m ü. N. N.

Mitte Rohr liegt auf 179,80 + 0,70 = 180,50 m ü. N. N. Stauspiegel: 180,50 + 3,35 = 183,85 m ii. N. N.

b. Wassermenge Q = 20 cbm/sek angenommen.

• 0,0182 = 0,00455,

(1,02 + 0,00455 . 119) =

42,12

19,62

. 1,56 = 3,35 m.

Vi =

20

— 12,99 m/sek,

t-H rH MH

Xi —

12,992 19,62

Stauspiegel: 180,50 -j- 13,16 = 193,66 m ii. N. N.

Ci =

• 0,0170 = 0,00425,

(1,02 + 0,00425 . 119) =

168,74

19,62

- 1,53 = 13,16 m.

c. Wassermenge Q = 30 cbm/sek angenommen.

Vi =

= 19,48 m/sek,

Xi =

l—i

• 0,0166 = 0,00415,

19,482 19,62

379,47 19,62

Stauspiegel: 180,50 + 29,20 = 209,70 m ii. N. N.

(1,02 + 0,00415.119) =

• 1,51 = 29,20 m.

d. Wasser menge Q = 35 cbm/sek angenommen.

Vi -----

35

1,54

----- 22,73 m/sek,

Tx' =

22,732 19,62

Stauspiegel: 180,50 + 39,76 = 220,26 m ii. N. N.

In der Anlage 4 ist die Leistungsfähigkeit der 4 Grundablnsse zeichnerisch dargestellt. Aus der Darstellung ist zu ersehen, daß bei gefülltem Becken (Stauspiegel 213,30 m ü. N. N.) durch die Grundablässe insgesamt 127,5 cbm/sek abgeführt werden können.

Ci =

rH ! TT

•0,0164 = 0,0041

(1,02 + 0,0041.119) =

516,65

19,62

• 1,51 = 39,76 m.

III. Notausläffe an den Hängen.

1. Bestimmung der Beziehung zwischen Strahldicke und Abflußmenge am Überfall in die Kaskade.

In jedem Auslaufbecken der Notauslässe ist der Einbau von 23 Rohren von 0,15 m Durchmesser vorgesehen.

Der Reibungswiderstand in den kurzen Rohren wird vernachlässigt, dafür wird die Länge der Rohre nicht als Druckhöhe mitgerechnet.

Bezeichnungen:

Q — Wassermenge pro Sekunde,

h — Strahldicke am Überfall,

hi ----- Druckhöhe für die Rohre — (1,50 -f- h),

(Vergl. Blatt 12 des Entwurfs)

(ii ----- Kontraktionskoefficient für die Rohre — 0,9,

CO IC

\l₂ ----- 0,50.

|a₂ = Überfallkoefficient,

Es sollen zunächst zusammengehörige Werte von Abflußmenge der Auslaufbecken der Notauslässe und Strahldicke am Überfall derselben berechnet und zeichnerisch dargestellt werden. Dies ist notwendig für die weiterhin folgende Ermittelung der zusammengehörigen Werte von Stauhöhe im Talbecken und Abflußmenge der Notauslässe.

a. Strahldicke h = 0; n, = 1,50 m.

a) Abfluß durch die Rohre:

Qi =    . v . F,

v = /2 ghi = 4,43.1,22 = 5,41 m/sek,

3 14

Gesamtquerschnitt der Rohre = 23 • '    • 0,15² = 0,41 qm,

Q, = 0,9.5,41.0,41 = 2,00 cbm/sek.

b. Strahldicke h = 0,25 m, Ii, = 0,25 + 1,50 = 1,75 m.

a) Abfluß durch die Rohre:

= 9-1 • v . F,

= /2 ."ch81.1+5 = 4,43.1,32 = 5,85 m/sek,

= 0,9.5,85.0,41 = 2,16 cbm/sek.

[i.₃. b . h . ]/ 2 gh

b) Überfall:

Länge des Überfalls: b — 2.2.5,0 — 20,0 m.

Qa —

oi co

= 0,50.20,0.0,25.4,43.0,5 = 5,54 cbm/sek. Q = Q, + Q₂ = 2,16 + 5,54 = 7,70 cbm/sek.

c. Strahldicke h = 0,36 m, h, = 1,50 + 0,36 = 1,86 m.

a)    Abfluß durch die Rohre:

Qi = H-i . v . F,

v = j/2.9/81 . 1,86" = 4,43 . 1,36 = 6,02 m/sek,

Q =0,9.6,02.0,41 = 2,22 cbm/sek.

b)    Überfall:

2 ___

g- 9-2 • b . h ./2gh

= 0,50.20,0.0,36.4,43.0,60 = 9,57 cbm/sek. Q = Qt + Q₂ = 2,22 + 9,57 = 11,79 cbm/sek.

d. Strahldicke h = 0,49 m, tu = 0,49 + 1,50 = 1,99 m.

a)    Abfluß durch die Rohre:

= i*.i • v . F,

= (2.9,s| . 1,99 = 4,43 . 1,41 = 6,25 m,

= 0,9 . 6,25.0,41 = 2,31 cbm/sek.

b)    Überfall:

CM ICO

—    [a₂ . b . h . /2gh

= 0,50.20,0.0,49.4,43.0,7 = 15,19 cbm/sek. = Q, + Q.j = 2,31 + 15,19 = 17,50 cbm/sek.

e. Strahldicke b ----- 0,64 rn, h, = 0,64 + 1,50 = 2,14 m.

a)    Abfluß durch die Rohre:

Ql = 9-! . V. F,

v = ( 2.9,sl . 2,1 1 = 4,43.1,46 = 6,47 m/sek,

Q, — 0,9.6,47.0,41 — 2,39 cbm/sek.

b)    Überfall:

Ol CO

Qä —

• b . h . f2 gti

= 0,50.20,0.0,64.4,43.0,80 ----- 22,68 cbm/sek.

Q = Qt + Q„ = 2,39 + 22,68 = 25,07 cbm/sek.

Die Beziehung zwischen Abflußmenge und Strahldicke, bezw. Höhe des Wasserstandes ü. N. N. an den Abflußbecken der Notauslässe ist in Anlage 5 zeichnerisch dargestellt.

2. Berechnung der Wassermenge, die durch ein Rohr der Notanslässe abgeführt werden kann.

An jedem Hang sind zwei Rohre von je 1400 mm Durchmesser angeordnet. Die Unterkante der Rohre liegt auf 206,30 bezw. 207,80 m ü. N. N.; der Höhenunterschied beträgt demnach 1,50 m.

I) Rohr als offener Kanal.

(Vergl. Anlage 1, Abb. 4.)

Die am Einlauf des Rohres vorhandene Druckhöhe H wird auf der Strecke I um die Reibungshöhe hi vermindert.

Abflußmenge Q = F . Vi = F . ]/2 g (H—hi).

hi = £ p lf worin für v die Geschwindigkeit am Einlauf

v = /2gH gesetzt werden kann.

a. Rohr bis zu einem Viertel der Höhe gefüllt. (Bergt. Anlage 1, Abb. 5).

Bestimmung des Schwerpunkts: x² + 0,35² = 0,70², x = 0,606 m.

• 2.0,606.0,35 = 0,28 qm.

F = ²

(2 . 0,606)»

12.0,28

(Vergl. Hütte, 18. Auch, Bd. I, Seite 162). H = 0,70 — 0,53 = 0,17 m, v = ) 2gH = 4,43 . | 0,17 = 1,83 m/sek,

• 3,14.1,40 = 1,47 m,

MS =

(2x)»

12 F

120°

360°

h r u v²

hi = Z ' rr • '

IC

• I,

£ nach Weisbach =

rH !xH

= 0,53 m.

. 0,0214 = 0,00535, I = 8,25 m,

h, = 0,00535 -

. 8,25 = 0,04 rn.

1,47    1,83²

0,28 ' 2.9,81

Q = F . Vj = F . /2g(H — hi ) = 0,28.4,43 . ,0,17 - 0,04

— 0,45 cbm/sek.

h,

b. Rohr bis zur Hälfte gefüllt.

(Bergt. Anlage 1, Abb. 6).

0,58 r - 0,58.0,70 = 0,406 m,

₂ • 0,702.3,14 = 0,77 qm,

0,70.3,14 = 2,20 m, f2gH =4,43 . y0,406 = 2,84 m/sek,

• 0,02 = 0,005,

20    2,842

0,77 ' 2.9,81 F . vi = 0,77.4,43 /0,41 - 0,05 = 2,45 cbm/sek.

0,005. '

• 8,25 = 0,05 m

c. Rohr bis zu Dreiviertel der Höhe gefüllt. (Bergt. Anlage 1, Abb. 7).

F = 1,54 — 0,28 = 1,26 qm,

(2.0,606)»

12. 1,26 H = 0,70 — 0,12 = 0,58 m, u = 4,40 — 1,47 = 2,93 m, v = V2gH = 4,43 . yp8 = 3,37 m,

z =

MS =

= 0,12 m,

X = — • 0,0196 = 0,0049,

f;il ■ Mi ■ s'2s=»•°⁵

Q = F . v, = 1,26.4,43 . /0,58 — 0,05 = 4,06 cbm/sek.

Ih = 0,0049 .

— 2 g (1 + Co + C • j ⁻ 0/

Vi²

d. Rohr gefüllt (Grenzfall).

H — 0,70 m,

F — 1,54 qm, u = 4,40 m,

v = | 2gI I = 4,43 . }/0,70 = 3,73 m/sek,

c=4x=4

• 0,0193 = 0,004 825,

3,73²    4,40

2.9,81 ' 1,54

Q = F . v, = 1,54.4,43 . 10,70 — 0,08 — 5,37 cbm/sek.

h, = 0,004825-

.8,25 = 0,08 m.

II. Die Rohre der Notauslässe wirken als Druckrohre.

Bei der Berechnung wird angenommen, daß die Druckhöhenverluste bei beiden Rohren gleich sind. Als Rohrlänge ist die des längsten Rohres eingesetzt. Die Bezeichnungen sind die gleichen wie vorher. Die Druckhöhenverluste sind:

Kvntraktionsverlust beim Einfluß in das Rohr,

hi — Co •

v?

2g

V i“ u,

¹ 2g f

H = h + h, + h₂, h = Vl

Vi ²

H = „- + £<>•

h₂ = Ci •

• I Reibungsverlust im Rohr.

v?

2g

2g

+ c. •

2g'

v,² Ui ,

2 g f '

Co — 0,02, Ui — 4,40 m, f = 1,54 qm, I = 16,63 m,

Vi

H = k - (1,00 + 0,02 + Ci •

4,40

2g

1,54

• 16,63)

Vi²

(1,02 + Ci - 47,5).

a. Wasser menge Q = 6,00 cbm/sek (für 1 Rohr).

Vi =

6,00

— 3,90 m/sek,

- 0,0192 — 0,0048,

Ci = Xi =

(1,02 + 0,0048.47,5) = 0,97 m.

3,902 2.9,81

Nach Anlage 5 ist die Strahldicke am Überfall bei 6,00 cbm sekundlicher Abflußmenge — 0,20 m, die Überfallkante liegt auf 204,30 m ü. N. N.

Stauspiegel: 204,30 + 0,20 + 0,97 = 205,47 m ii. N. N.

b. Wasser menge Q = 12 cbm/sek.

Vi = -

12,00

1,54

= 7,79 m/sek,

Ci =

X, =

rH '"dH

- 0,0178 = 0,00445,

(1,02 + 0,00445.47,5) = 3,80 m.

7,792 2.9,81

Strahldicke am Überfall — 0,37 m.

Stauspiegel: 204,30 + 0,37 + 3,80 = 208,47 m ü. N. N.

c. Wassermenge Q = 18 cbm/sek.

18,00

— 11,69 m/sek,

Ax₁₌=    • 0,0172 = 0,0043,

11,692 2.9,81

Strahldicke am Überlauf — 0,50 m.

Stauspiegel: 204,30 + 0,50 + 8,50 = 213,30 m ü. N. N.

Die Leistungsfähigkeit der Notauslässe ist in der Anlage 6 zeichnerisch dargestellt. Bei gefülltem Becken können insgesamt 72 cbm/sek abgegeben werden.

Vi =

1,54

(1,02 + 0,0043.47,5) = 8,50 m.

Nach der zeichnerischen Darstellung der Leistungsfähigkeit der sämtlichen 11 Ablaßrohre (Anlage 7) können bei vollem Staubecken (Aufstau bis 213,30 m ü. N. N.) folgende Wassermengen abgelassen werden:

1. Durch den Entlastungsstollen ....    123 cbm/sck

2.    Durch die Grundablässe

3.    Durch die Notauslässe

127,5

72

Summe 322,5 cbm/sek.

Die größte zu erwartende sekundliche Abflußmenge ist 292 cbm. Sie ist bei der Hochflut vom November 1890 eingetreten und nach Hochwassermarken bei Günne, unterhalb der Staustelle, ermittelt worden. Die Berechnung war dem Allgemeinen Entwurf zur Anlage einer Talsperre im Möhnetal vom 20. April 1906 beigefügt und ist mit diesem landespolizeilich geprüft worden.

Die größte Wassermenge von 292 cbm/sek wird nach der Gesamtdarstellung bei einem Wasserstand im Staubecken von 209,65 m ü. N. N. durch die vorgesehenen Ablaßrohre in dem Umlanfstollen, den Rohrstollen und den Notanslässen abgeführt. Der Stauspiegel liegt in diesem Falle (214,50 — 209,65) — 4,85 m unter Mauerkrone.

B. Selbsttätige Wegitlierimg des Wafferstandes im Staubecken bei geöffneten Wotausläffen.

Annahmen:

1.    Durch die Hauptentnahmerohre wird nur einfaches Mittelwasser (rd. 7,50 cbm/sek) abgegeben.

2.    Die Rohre der Notauslässe stehen offen und wirken als Überlauf für das überschüssige Wasser. Beim Beginn einer Hochflut ähnlich der vom 21.—26. November 1890 steht das Wasser auf Ordinate 206,30 m ü. N. N. — Unterkante der tiefer liegenden Rohre.

Es ist auszurechnen, wie hoch der Wasserstand im Staubecken höchstens ansteigen kann. Die Berechnung ist in der nachstehenden Tabelle enthalten.

Hierzu die Anlagen 8 und 9. Der wahrscheinliche Verlauf der Hochwasserwelle ist nach Beobachtungen am Dahlhauser Wehr an der Wupper während der Hochflut vom November 1890 konstruiert, da für die Möhne nur die größte Wassermenge, die Spitze der Welle bekannt war.

Die Abgabe durch die Notauslässe ist nach der zeichnerischen Darstellung der Abflußmengen derselben (Anlage 6) bestimmt.

Tag I Stunde

Se-

künden

Zufluß nach Abzug der Abgabe cbm

Abgabe durch die Notauslässe Aufstau

cbm

cbm

Becken-

Inhalt

cbm

Bemerkungen

21.

8—2 21 600

114-11 — 15

. 21 600 =    76 000

76 000

Nov.

1890

70 510 000 70 586 000

2—8 21 600

114-13 — 15

• 21 600 =    97 000

1000

96 000 70 682 000

8—2 21 600

13 4-16 — 15

•21600= 151000

2000

149 000 70 831000

2—8 21 600

16 4- 22 — 15

• 21600= 248 000

0,08 4-0,16

• 21600=    3 000

245 000 71076 000

22.

8—2 21 600

22 4- 31 — 15

21600= 410 000

0,16 4-0,24

•21 600=    4 000

406 000 71 482 000

Nov.

2-8 21 600

314-41 — 15

- 21600= 616 000

8—2 21 600

41 4- 52 — 15

• 21 600= 842 000

0,24 -fOf40 0,40 4- 0,80

•21600=    7 000

609 000 72 091000

• 21 600= 13 000

829 000 72 920 000

2—8 21 600

52 4-64- 15

• 21 600=1091 000

0,80 4* 2,0

• 21 600= 30 000

1 061 000 73 981 000

23.

8—2 21 600

64 4- 78 — 15

• 21 600 = 1 372 000

2,0 + 3,8

• 21 600 = 63 000    1 309 000 75 290 000

Nov.

2—8 21 600

78 4-98— 15

• 21 600=1 739 000

3,8 + 6,4

. 21 600 = 110 000    1 629 000 76 919 000

8—2 21 600

98 4-124 — 15

• 21600 = 2 236 000

6,4 4- 9,6

• 21 600 = 173 000    2 063 000 78 982 000

2—5    10 800

124 4-140 — 15

• 10 800=1345 000

9,6 4- 10,6

. 10 800=109 000    1 236 000 80 218 000

5—5³⁸    2 280

140 4-145— 15

• 2 280= 308 000

10,6 + 10,7

• 2 280= 24 000    284 000 80 502 000

53ti—8

8 520

1454-164- 15

• 8 520 = 1253 000

21,4 + 22,0 2

• 8 520=186 000    1067 000 81 569 000

24.

8—11 10 800

164 4- 219 — 15

• 10 800 = 1 987 000

22,0 + 23,4

—    10 800 = 245 000    1 742 000 83 311000

Nov.

11—2 10 800

219 4-292 — 15

• 10 800 = 2 678 000

23,4 + 26,6

• 10 800 = 270 000    2 408 000 85 719 000

2—2¹/a    1800

292 4- 273 — 15

• 1 800= 495 000

26,6 + 27,2

1 800= 48 000    447 000 86166 000

2¹/*—8¹/«    3 600

2734-238- 15

• 3 600= 893 000

27,2 + 28,8

• 3 600= 101000    792 000 86 958 000

342—5    5 400

238 4- 198— 15

• 5 400 = 1 137 000

28,8 4- 30,4

• 5 400 = 160 000    977 000 87 935 000

5-8    10 800

198 4-143 — 15

• 10 800 = 1 760 000

30,4 + 33,4

• 10 800 = 345 000    1415 000 89 350 000

8—11 10 800

143 4-115 — 15

• 10 800 = 1 312 000

33,4 + 35,0

• 10 800 = 369 000    943 000 90 293 000

11—2 I 10 800

115 4-95-15

• 10 800 = 1 053 000

35,0 + 36,2

• 10 800 = 384 000    669 000 90 962 000

2—8 21600

95 4- 72 — 15

• 21 600=1 642 000

36,2 + 37,0

. 21 600 = 791 000    851 000 91 813 000

25.

8—2 21600

72 4-57 — 15

• 21 600 = 1 231 000

37,0 4- 37,0

• 21 600 = 799 000    432 000 92 245 000

Nov.

25 972 000

4 237 000    21 735 000

25 972 000 (Probe)

Der Stauinhalt v. 92 245 000 cbm entspricht einer Stauhöhe von 209,20m ü.N.N. — Oberkante der höherliegenden Rohre der Notauslässe.

Am 25. November, 2 Uhr nachmittags sind die beiden oberen Rohre der Notauslässe gefüllt und wirken als Druck-Hierdurch steigt der Abfluß unmittelbar von 37,0 cbm/sek auf 52,6 cbm/sek, während der Zufluß abzüglich

rohre.

Abgabe nur 57,0 — 7,5 = 49,5 cbm ist.

Eine Erhöhung des Stauspiegels über Ord. 209,20 hinaus ist also bei geöffneten Notauslässen ausgeschlossen.

C. Bestimmung der größten Straßldicke an den Oberläufen und Nachweis der ausreichenden Aömessungen der HberfaManwerke, der Kaskaden und der beiden Abflusse

des Sturzßettes.

1. Ermittelung der Strahldicke am Überfall der Mauer und an den Seiteniiberfällen.

Länge des Überfalls an der Sperrmauer 3,0.88 — 264,0 m.

6,03 -f 15,89 ₆

Länge der seitlichen Überfälle:

5,54 + 15,40

a) Überfall am linken Hang:

+ 16 . 2,0 = 62,82 + 65,76 + 32 =160,6 m b) Überfall am rechten Hang: 62,82 + 65,76 +13.2,0 —154,6 „

Zusammen 315,20 m.

Die Überfallkante der seitlichen Überfälle liegt auf Ordinate

213,30 m ü. N. N., die Überfallkante an der Sperrmauer auf Ordinate 213,40 m ü. N. N., also 10 cm höher. Es sollen 292 cbm/sek über die Überläufe abfließen. Die über den Überfall an der Sperrmauer abfließende Wassermenge Qi ergibt sich aus der Formel

Qi

CM ICO

T=

CO

tuo

=r

ebenso ergibt sich die über die seitlichen Überfülle abfließende Wassermenge, vorausgesetzt, daß die Strahldicke überall gleichmäßig ist, zu

CM CO

=r

tuo

=r

O]

Insgesamt kommt eine Wassermenge zum Abfluß von Q = Qi + Qa =| j, . bx. h . f2gh + | (j.. b₂ . (h + 0,10). j/2g(h+0,10); hierin bedeuten:

bi und b₂ die Überfalllängen 264,0 m bezw. 315,20 m h die Strahldicke am Überfall der Sperrmauer, dementsprechend (h + 0,10) an den seitlichen Überfällen, den Abflußbeiwert für gut abgerundete Überfälle — 0,75,

9,81.

—    — 0,50; g die Beschleunigung durch die Schwere —

Durch Versuche wurde h = 0,32 m ermittelt; es ergab sich alsdann Q = 0,5.264.0,32 . /2 . 9,8.1 . 0,32 + 0,5.315,2.0,42 . ]/2 . 9,81 . 0,42 = 106 + 190 = 296 cbm/sek.

Wie bereits betont, ist die Leistungsfähigkeit der seitlichen Überfälle mit 190 cbm/sek nur unter der Annahme einer gleichmäßigen Strahldicke von 0,42 m zu erzielen. Für die hier angeordneten Überfallrinnen trifft diese Annahme aber nicht zu, da die Strahldicke gegen das Ende der Rinnen hin abnimmt. Die Leistungsfähigkeit dieser Rinnen ist daher einer besonderen Prüfung zu unterziehen.

Es soll angenommen werden, daß am Ende der Rinne a (vergl. Anl. 10, Abb. 1) bie Strahldicke nur noch 0,31 m beträgt. Das Wasserspiegelgefälle vorn Einlauf in die Rinne bis zum Ende ist also (0,42—0,31) = 0,11 m.

Die Länge der beiden Überfallmauern ist 15,89 + 15,40 = rd.

31,30 m. Auf dieser Länge entspricht einer gleichmäßigen Strahldicke

= rd. 18,9 cbm/sek.

von 0,42 m ein Wasserabfluß von

190.31,30 315,2

Das Gefälle oder der Höhenunterschied zwischen den Schwerpunkten der Wasserqnerschnitte am Anfang und am Ende der Rinne ist gleich

der Hälfte des Wasserspiegelgefälles, also =

Unter Zugrundelegung einer gleichmäßigen Strahldicke von 0,31 m würde andererseits eine Wassermenge von

gfj--b.li. I' 2 gli = 0,5.31,3.0,31.4,43 . ] 0,31 = 12,0 cbm/sek zum Abfluß gelangen. Die mittlere Wasserführung am Einlauf in die Rinne ist daher (18,9 + 12,0)- * =15,45 cbm/sek.

15,89 + 15,40

+ 1,00

Die Länge der Rinne beträgt i. M.

= 16,65 m.

Der Wasserquerschnitt am Einlauf der Rinne ist ff = 2 (1,20 + 0,42) = 3,24 qm. Der benetzte Umfang ergibt sich zu 2.1,20 + 2,00 = 4,40 m.

Demnach beträgt der hydraulische Radius R = = 0,736, und /R = 0,86.

e -n

0,42 — 0,31_ 0,11

— 0,055 m, auf 16,65 in, i —

0,055

16,65

, ]/i = 0,0575.

Die Annahme, daß das Gefälle vom Einlauf nach dem Ende der Rinne gradlinig durchgeht, ist für die Berechnung ungünstig; in Wirklichkeit wird der Gefällsverlust kleiner sein, als berechnet, weil die Wassermenge um das überfallende Wasser verringert wird.

Die Geschwindigkeit in der Rinne ist v= c. ]/Ri.

Nach Ganguillet und Kutter berechnet sich c aus der Formel 0,00155

₌ _²³ + n +

1 + (23 +

Rinnen mit glatter Zementverkleidung — 0,01 zu setzen, und es ergibt sich: _ 23 + 100 + 0,47 _ 123,47 c — *    0,01 ~~ 1,27

0786

v = 97,2.0,86.0,0575 = 4,81 m/sek,

()= 3,24.4,81 = 15,58 cbm/sek; in genügender Übereinstimmung mit der Annahme einer Strahldicke

0,00155

n ; der Rauhigkeitskoefficient n ist für

fR

- 97,2,

1 + 23,47 -

von 31 cm am Ende der Rinne.

Die mittlere Länge der letzten Überfallrinne beträgt 5,54 + 6,03

+ 1,00 = 6,78 m.

In demselben Verhältnis wie bei der ersten Rinne wird hier die Strahl-• 6,78 = 0,045 m niedriger sein als am Einlauf,

dicke am Ende

0,11

16,65

also 0,42 — 0,045 — 0,375 in. Da das Wasser nur seitlich, also auf eine Länge von (6,78—1,00) — 5,78 m überläuft, so entspricht der Überfallhöhe von 0,375 m eine Überfallmenge von 0,5.5,78.2.0,375

. 4,43 .}/ 0,375= 5,88 cbm/sek. Bei einer Strahldicke von 0,42 m ergibt sich eine Überfallmenge von 0,5 . 5,78 . 2.0,42 . 4,43 . fl 0,12

5,88 + 6,97

= 6,97 cbm/sek. Im Mittel gelangen demnach = 6,42 cbm/sek zum Abfluß.

LC

Die Überfallrinnen sind zwischen der ersten und letzten Rinne gleichmäßig angeordnet. Es ergibt sich also für die Gesamtanlage der Rinnen eines seitlichen Überfalls die Abflnßmenge zu

1VS + M2 6 = 666cbm;sck

Anderseits ist die theoretische Leistung bei gleichmäßiger Strahldicke von 0,12 m für die Gesamtlänge der Ninnenüberfälle von 128,6 m = 0,5 . 128,6.4,43.0,42 . fl0,42 = 77,5 cbm/sek.

Mithin ist eine Minderleistung für einen seitlichen Überfall von 77,5 — 65,6 — 11,9 — rd. 12 cbm/sek, für beide seitlichen Überfälle von 2.12 = 24 cbm/sek zu verzeichnen, und es beträgt die Gesamtüberfallmenge bei einer Strahldicke von 0,32 m am Überfall der Sperrmauer entsprechend 0,42 m an den seitlichen Überfällen nur noch 296 — 24 = 272 cbm/sek.

Die Strahldicke x ist also nochmals zu ermitteln und berechnet sich aus folgender Formel:

(190— 26) -

0,42 a

3 + 106 -

(x — 0,10)2

s ' = 292;

0,32 a

durch Versuche wurde x — 0,44 in gefunden, d. h. durch die etwas geringere Leistungsfähigkeit der seitlichen Rinnen wird die größte Strahldicke nur um 2 cm erhöht.

Bei dieser Strahldicke ergibt sich dann folgende Leistungsfähigkeit:

für den seitlichen Über- (190 . 160,6 lauf links

315,2

— 12 1 -

für den seitlichen Über- /190 . 154,6    \

lauf rechts    \    315,2"    /

0,44 * 0,42 a 0,44 a 0,424

g- = ri). 91 cbm

ir- — rd.

87 „

für den Überlauf. an der Sperrmauer

106.0,34T

rd. 116    „

0,32 a

Zusammen

294 cbm.

2. Bestimmung der Wassermenge, die im Becken des seitlichen Überfalls abfließen kann.

Es kommen die Durchflußöffnungen unter der ersten Rinne a

(vgl. Skizze) in Betracht.

Breite der Öffnung — rd. 14,50 m, abzüglich zwei Pfeiler von je 1,0 m Stärke = 14,50 — 2,00 = 12,50 m,

Höhe bis zur Kämpferlinie = 1,00 m,

Durchflußquerschnitt ff — 1,00.12,50 — 12,50 qm,

Benetzter Umfang u -----12,50    6 . 1,00 -----18,50 m,

ff

Hydraulischer Radius R — —

ior ^ = °'L

12.50

18.50

0,676; fR = 0,822,

Gefälle i =

Es ist:    — v. F,

c. /Ri und nach Ganguillet und Kutter 0,00155

²³+n + 1 + (23 +

0,00155

Der Rauhigkeitskvefsicient n für K.anäle mit glatter Cementverkleidung

beträgt 0,01; — — 100.

_ 23 + 100 + 0,16 1 + 23,16 -

123,16

0,01

= 96,2,

0,822

v = 96,2.0,822.0,1 = 7,91 m Q = 7,91 . 12,50 = rd. 99 cbm.

Die gesamte durch einen Überfall abzuführende Wassermenge beträgt nach der Berechnung unter 1:

190.160,6

0,44 a 0,42 a

Die vorgesehenen Abmessungen sind somit groß genug.

Qi =

315,2

12 .

---- rd. 91 cbm.

3. Prüfung der vorgesehenen Kaskadenalnnessnngen.

Im Folgenden soll die Berechnung für die Kaskade am linken Hang durchgeführt werden:

a) Oberhalb der Notauslässe.

Oberhalb der Notauslässe hat die Kaskade eine Breite von rd. 9,0 m und hat hier lt. Berechnung unter 1 eine Wassermenge von 91 cbm aufzunehmen. Nach der getroffenen Anordnung dürften, da das Unterwasser in den einzelnen Absätzen in Verbindung mit der Stufe als Polster wirkt, die eingebauten Wehre als Überfallwehre mit breiter Krone zu betrachten sein. Für diese Wehre findet nach Hütte 18. Aufl. Bd. I Seite 228 die Formel

_    3

Q — 0,35 . b . ]/2g . (h + k)2 Anwendung, worin bedeuten:

Q die über das Wehr fließende Wassermenge in cbm/sek — 91,0 cbm/sek,

b die Breite des Wehres in m — 9,0 m,

h die Strahldicke oder Höhe des gestauten Wasserspiegels über der Wehrkante in m,

k die Geschwindigkeitshöhe des Wassers in m.

Es ist dann:

91 = 0,35.9,0.4,43 . (h + k)i

3

und (h -f- k) 2 —

91

v²

0,35.9,0.4,43

= 6,52,

k 2g'

v — Geschwindigkeit des Wassers vor dem Wehr — pT • Da die Höhe des Wehrs 0,50 m beträgt, ist F= b . (0,50 + h) = 9,0 . (0,50 + h) und r_ 91,0    10,11

V ~ 9,0 . (0,50 • | hj ~ (0,50 + h)' r 10,11-12 1(0,50 + h)J

Durch Versuche wurde h — 0,90 m gefunden.

_ 10,11

v“ 0,50+ 0,90

2.9,81

7,22 m/sek,

= 2,66 m.

7,22²

2.9,81

Q = 0,35.9,0.4,43 . (0,90 + 2,66)i~ = rd. 92 cbm/sek.

Die letzte zur Probe ausgeführte Berechnung beweist, daß die Leistungsfähigkeit von 91 cbm/sek bei einer Strahldicke von 0,90 m erreicht wird. Da die Höhe der Wangenmauer 1,80 m über Überfallkante beträgt, dürften die Abmessungen der Kaskade reichlich genüge«.

b) Unterhalb der Notauslässe.

Außer der Wassermenge, die am seitlichen Überfall zum Abfluß kommt (91 cbm/sek), tritt hier noch die Menge hinzu, die auf der bezüglichen Länge der Kaskade über den Überfall der Sperrmauer abfließt. Die Anzahl der Durchflußöffnungen der Sperrmauer auf der betreffenden Kaskadenlänge ist 13 von je 3,0 m Breite. Die Gesamtüberfalllänge ist demnach 13.3,0 = 39,0 m. Die Strahldicke beträgt hier 0,34 m und die zum Abfluß gelangende Wassermenge

Q= g (i.b.h. y'2 gh = 0,5.39.4,43.0,34 . /OM = 17 cbm/sek.

Die Gesamtwassermenge, welche die Kaskade unterhalb der Notauslässe führen muß, beträgt also 91 -tz- 17 = 108 cbm/sek.

Die Breite der Kaskade ist an dieser Stelle 10,0 m. Q = 0,35 . b . /2 g . (h + k)T,

(h + k)2 =

108

0,35.10,0.4,43

= 6,97.

Die Geschwindigkeit des Wassers vor dem Wehr

108

10,8

v b . (h + 0,50)    10,0. (h + 0,50) h + 0,50'

k = *

2g'

Durch Versuche wurde h = 1,00 m gefunden. . _ 10,8 V ~ 1,00 + 0,50 7,2 02 19,62

= 7,20 m'sek,

= 2,64 m.

Zur Probe:

Q = 0,35 . b . j/2 g (h + k)T

= 0,35.10,0.4,43 . (1,00 + 2,64)1= rd. 108 cbm/sek.

Die Höhe der Wangenmauer über Überfallkante beträgt 2,00 m. Die Abmessungen der Kaskade genügen vollauf. Da für die Kaskade am rechten Hang dieselbe Anordnung getroffen, die abzuführende Wassermenge noch geringer als oben ist, genügen auch hier die Abmessungen.

4. Leistungsfähigkeit des neuen Bachdettes

Durch das neue Bachbett der Heve sowohl als auch der Möhne 146 cbm/sek abzuführen.

Die Wangenhöhe beträgt 2,00 bis 2,20 m, das Gefälle i = ^qq und die Breite = 10,0 m.

292

sind je ^

Bei einem Wasserstand im Bachbett von 2,0 m ist: — 2,00.10,0 — 20,0 qm,

= 10,00 + 2.2,00 = 14,0 m,

= 1,43; /R = 1,20,

CD O

200

; y i = 0,0707,

v = c. /Ri,

23 +¹ +

¹ n

0,00155

i + (23 +

0,00155

; n für geputzte Kanäle = 0,01,

/R

23 + 100 + 0,31    123,31

C —    0,01 — 1,19

1,20

v = 103,6 . 1,20.0,0707 = 8,79 m/sek.

Q = 8,79.20,0 = 176 cbm/sek.

Die gewählten Abmessungen sind somit ausreichend.

Nach der Vereinigung der beiden Abflüsse aus dem Sturzbett unterhalb des Ekektrizitätswerks erhält der Fluß, soweit das Eigentum des Ruhrtalsperrenvereins reicht, die Breite des alten Bettes, jedoch mit senkrechten Wandungen. Für die Ableitung des größten Hochwassers genügt dieser Querschnitt nicht mehr, der unterhalb liegende Flußlauf aber noch viel weniger, sodaß bei einem Abfluß von 292 cbm/sek selbst bei beliebig großer Qucrschnittsbreite dieser Teil des neuen Möhne-bettes unter Rückstau kommen und überflutet werden würde.

1 + 23,31 •

= 103,6,

D. Wachweis der genügenden Leistungsfähigkeit der Vorrichtungen, die znr Wm- öezw. Akteitung der Wökne und Keve während der Wauzeit dienen sollen.

Das gesamte größte Hochwasser der Möhne und Heve ist zu 292 cbm/sek anzunehmen.

Hiervon führt die Möhne .    .    74°/o = 216 cbm/sek

und die Heve

26°/o= 76

(vergl. Anlage II des Erläuterungsberichts zum Entwurf für den ersten Teil der Bauarbeiten vom Januar 1907).

Es wird angenommen, daß beim größten Hochwasser der Wasserstand am Überfall in der Heve bis auf 184,10 m ü. N. N. steigen darf (vergl. Anlage 11, Abb. 2).

Wasserstand = 184,10 — 179,76 = 4,34 m.

Es fließen dann ab:

1. Durch den Umlanfstollen.

Wasserstand = 4,34 m, Stollenhöhe = 4,15 m.

.    = 0,19 m

.    — 0,91 m

2,11 in

Überdruck am Stolleneinlauf ....

Stollengefälle = 179,65 — 178,74    .    .

Der Schwerpunkt des Stollenquerschnitts liegt . unter Stollenscheitel (vergl. Berechnung der Leistungsfähigkeit des Ilmlaufstollens unter 2,6,)

Gesamtdruckhöhe am Auslauf h = 3,21 m.

v¹

Tr C

I.

£■

Reibungsverlust im Stollen =

Bezeichnungen wie bei der Berechnung der Leistungsfähigkeit der Ablaßvorrichtungen, u =12,82 m,

F =12,48 m,

1    = 305,28 m,

2g

>r \

0,0035 entspr. J/

= 75 (bergt. Hütte, 18. Stuft. Bd. I, Seite 247 und Berechnung der Leistungsfähigkeit der Abtaßborrichtungen I:

²?= 76,7).

Umlaufstollen 1, f: Grenzfall: c = j/

v¹

v¹

2g

2g

TI C

V¹    u

= 1 (1 + c -F-l)=

V¹

= 1- (1 + 1,10)

v¹

GTQ

2g

v¹

(1 + 0,0035 -

12,82

12,48

• 305,28)

2g

2g

• 2,10,

h = 0,19 + 2,11 + (179,65 — 178,74) = 3,21 m,

/PI

v -V

= 4,43

Q, = v . F = 5,48.12,48 = rb. 68 cbm.

2,10

= 4,43 . /1,53 = 5,48 m/sek.

Die Krone des Überfalls in der Heve liegt auf 184,10 — 1,65 ------182,45 m ü. N. N.

Um die Höhenlage des Überfalls in der Mähne bestimmen zu können, ist zunächst das Wasserspiegelgefälle im Umleitungsgraben zu berechnen. -

Wasserführung des Grabens = 215 — 113 = 102 cbm/sek.

= 0,12 cm bei einer Länge des

Das Gefälle angenommen = ^qqq Grabens von 620 m.

= 4,34 m = 3,22 m

Wasserstand am Überfall Heve Wasserstand am Überfall Mähne

im Mittel =3,78 m.

Mittlerer Querschnitt (vergl. Anlage 11, Abb. 1):

23,00 H 6,00 h ~ 2

= 113,88 qm.

Benetzter Umfang:

• 1,00 -f-

27,00 + 40,90

. 2,78 = 19,50 + 94,38

u = y3,78z + 3,502 SJ₈2 _(_ 16,00 + 11,00* + 3,50² + 4,00 + y2,78² + 1,502.2,782 = 13,76 + 16,00 + 3,64 + 4,00 + 5,01 = 42,41 m.

R =--

= 2,69; /R = 1,64.

113,88 42,41

Gefälle:

5000- ^-°-⁰¹⁴¹-

Q = v . v = c . ] Ri,

23 +    +

n ¹

1 + (23 +

1 , 0,00155

0,00155

= 33, n = 0,03 für Flüsse mit

- 40,9,

gröberem Geschiebe, hier Flechtwerk. 23    33 + 7,75    _ 63,75

0,03

1 + (23 + 7,75) -

v — 40,9 . 1,64.0,0141 — 0,946 m,

Q — 0,946 . 113,88 — rd. 108 cbm/sek,

in genügender Übereinstimmung mit der Annahme.

Die Krone des Überfalls in der Mähne muß also auf 181,00 + 3,22 — 1,65 = 182,57 m ü. N. N. liegen.

Zusammenstellung:

Es können während der Bauzeit folgende Wassermengen abgeführt

werden:

68 cbm/sek

Summa 294 cbm/sek.

Die größte Wasserführung des Umleitungsgrabens beträgt 102 cbm/sek.

Bestimmung der Abmessungen der Rinnen zur Ableitung des Wassers

über die Baugrube.

(Vergl. Anlage 11, Abb. 3 und 4.)

Die größte Wassermenge, die durch diese Rinne abgeführt werden soll, beträgt 113 cbm/sek.

Querschnitt der Rinne F = 2,0.4,0 — 8,0 qm,

(M CO

Benetzter Umfang u — 2.2,0 -j- 4,0 — 8,0 m. (vergl. Anlage 1, Abb. 2 und 3).

— 1,0; -/R = 1,0,

e! Ti

8,0

8,0

1 rr

i ongen. =^; p =

23+l+°'⁰⁰¹⁵⁵

n

0,149,

i + (23 +

23 + 100 + 0,07

0,00155

— = 100,

n

i'R

123,07

1 + (23 + 0,07) • i

1,23

= 100,

1,0

v = C • y Ri = 100.1,0.0,149 = 14,9 m/sek.

Q — 14,9.8,00 = rd. 119 cbm/sek.

Die vorgesehenen Abmessungen sind also ausreichend.

Essen, im Juli 1908.

Link,

Regierungsbaumeister a. D.

Kjörhott,

Ingenieur.

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und 3. Überfälle in der Heve und in der Möhne.

Die übrige Wassermenge 292 — 68 = 224 cbm soll so verteilt werden, daß die eine Hälfte über den Überfall in der Heve und die andere Hälfte über den Überfall in der Möhne abgeführt werden kann. Überfallbreite b = 24 m.

Strahldicke = 1,65 m angenommen.

Q = jt.b. h ./2gh = 0,5.24,0.1,65.y U35.4,43=rb. 113cbm/sek. Die angenommene Strahldicke von 1,65 in ist demnach richtig.

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Untersuchung über den Einfluß des Windes auf die Seefläche und die Staumauer*

Die Mauerkrone der Möhnetalsperre liegt nach dem Entwürfe zum zweiten Teile der Bauarbeiten vom Juli 1908 auf Ord. 214,50, die Überlaufkante an beiden Talseiten bei einem Inhalt von 130 Mill. cbm ans Ord. 213,30. Der Abstand von Wasserspiegel und Mauerkrone beträgt also bei gefülltem Becken 1,20 m. Im allgemeinen Entwurf vom 20. April 1906 war der Abstand von Überlaufkante und Mauerkrone zu 0,85 m, im Entwurf zum ersten Teile der Bauarbeiten vom Januar 1907 zu 1,00 m angenommen worden.

Da der statischen Berechnung ein Stau bis zur Mauerkrone zugrunde gelegt wird, so bedeutet ein verhältnismäßig großer Abstand von Mauerkrone und normalem Stauspiegel einen Verzicht auf einige Millionen cbm Stauinhalt, der sehr unerwünscht ist. Man ist daher bestrebt, den Abstand soweit einzuschränken, als die Betriebssicherheit ohne Bedenken zuläßt. Bei der Bemessung des erforderlichen Spielraums zwischen Mauerkrone und Wasserspiegel kommt es nun in hohem Grade auf die Lage des Staubeckens zur Windrichtung an. Es wurde daher versucht, das zur Beurteilung dieser Frage erforderliche Material zu sammeln und den wahrscheinlichen Einfluß des Windes auf Seefläche und Mauer der Möhnetalsperre zu untersuchen.

Dem Entgegenkommen des Herrn Professor Or. Henze, des Vorstehers der meteorologischen Station in Arnsberg, deren Messungsergebnisse für die Beurteilung der Verhältnisse im benachbarten Möhnetal sehr geeignet sind, verdankt der Unterzeichnete die nachstehende Tabelle der monatlichen Windstärkenmaxima in Arnsberg für die zwölf Jahre von 1895 bis 1906. (Tabelle 1.)

1895

1896

1897

1898

rvnuvL

SW₆ (22., 24.)* NEo (30.)

Ss (15.)

Wio (16.)

Ws (26.)

SWg (30.) Wg (31.) NWg (31.)

Februar

E« (16.)

Eo (22.)

W₆ (28.)

Wio (21., 26.)

SW₈ (25.)

Ss (9.)

Wio (2.)

SWg (2.)

März

SWio (24.)

Wio (7-, 27.) SWio (5., 6.) NWio (12.) Sio (3.)

Sio (3.)

W]₀ (19.) SWs (3., 18., 27.)

SWg (2.)

April

SWg (6.)

SWs (11., 29.) NWg (23., 30.)

Ws (18.)

SWs (11., 12.)

Ss (29.)

luilTs

SEs (7.) Es (8.) NWs (15.)

NEo (3.)

E₆ (9.) W₆ (20.)

SWio (10.)

Juni

NE« (7.) SWo (17.)

NWs (29.) SWs (30.)

Ss (18-, 19.)

Ss (20., 24.) Wg (12., 13.)

Ws (2., 4.)

August

Ss(4.) Ws (14.) SWio (6.) NWio (8.)

Ws (26.)

September

SW₄ (4., 11., 12.) W₄ (13.) SE₄ (22.) NW, (13.)

Wio (19., 24.) SW« (23.) Sio (25.)

Oktober

Wio (2., 16.)

SWio (7.) Eg (24.) Ss (13.)

Ws (5.) Sio (25.) SW.« (29.)

November

Sio (6.) SW.« (4.) Ws (2., 3.)

w₄ (3.)

S₄ (15.) E₄ (25., 29.) SE₄ (24., 30.)

Dezember

SWio (5.)

Wio (6.) NWg (6.) Ss (12., 13.)

Ss (5., 28.)

Anmerkungen:

Tabelle 1.

Monatliche Windstärken-Marima

beobachtet und festgestellt vom (Nach der

der Iaßre 1895—1906 in Arnsöerg i. W.,

Meteorologischen Beobachter Prof. A. Henze. Beausort'schen Skala.)

1899

1900

1901

1902

1903

1904

1905

1906

S₉ (15.) NWs (25.) SW» (20.)

NWs (17.) SW₈ (19.) Ws (18.,22., 23.,25.)

Sio (20.)

SWio (18.)

SEs (11.) Ws (16.)

SWio (3.) Ws (13.) Sio (14.)

NWs (6.)

Ws (23.) NWs (25.) SWs (26.)

Wio (9.) SWs (9-, 31.)

SWs (2., 5., 18.) Ws (4.)

Ss (15.)

Sio (12., 13.) Wio (13.)

Sg (10.)

SWg (12.)

Ws (2., 29.) NWg (20.) S, (26.) SW₈ (23., 29.)

Ws (8., 9.)

Sg (14.) SWs (14.)

SWs (16., 20.) Ss (17.)

W,o (21., 27.) NW,o (28.)

l(19.,20.)SWg(20.,27.)

W₁₀ (2.) SW₉ (4.) S,o (24.)

SW₉ (3., 8.)

Eg (13.) Wg (29.) s« (2., 9.)

Sio (28.) SW₁₀ (14.) W₉ (15.)

Wn (7.) E₈ (15., 16.) NW,i (7.)

SEs (16.) Ss (17.)

SWn (19.) W₁₀ (7.) Sn (19.)

Ws (16.) Ss (27.)

Eo (1.) Ss (27.)

Wig (9., 24.) SWio (22.,26., 28.) Sio (25., 27., 28.)

Sio (9., 13., 17.) SWio (10., 11.) Wio (11.)

NWi„ (2.) Wio (2.) SWg (19.) Es (28.) Sio (27.)

Sn (10., 11.)

NWs (13.) Es (22.)

Wio (13., 16.) NWio (13.)

Sg (11.) SWs (15-, 16.

SEs (6)

Es (14.) NWs (19.) Ss (22.)

SWg (3.)

Es (10., 20.)

NEg (21., 22.) Sio (30.)'

Sg (1.) Wg(l.) SEs (24.)

SW₈ (1., 8., 10., 15.)

SEs (21.)

Es (22.) Ss (30.) NEg (23., 24.)

Wg (9.) SWio (15.) Sn (30.)

SWio (1.)

Sio (2., 3., 28.)

Wio (28.)

Es (24.) Ss (29.)

Ws (8., 25.)

Wn (9.)

Sio(9.,ll.,14.,15.) | SWio (5., 8., 17.) NWs (8.)

Sio (15.)

Wio (4.) SWs (4.) SEs (15.)

Eg (28.)

SWg (16.)

Ws (17.) Ss (28.) NWs (29.)

SWio (15.) Wio (15.) NWio (7.)

Sio (6.) SWs (5.) NE« (26.)

Sg (3., 6.)

SWio (7.) SEs (20.) Wg (6., 10.)

SWio (2.) Wio (3.)

NW,2 (6.)

Ss (9.) Ns (6.)

SEg (4.)

SWs (22.) NWs (24.) Sio (28.)

SWs (2.) Sg (2., 17.) Wg (31.)

Sio (2.) Eg (16.) Wio (31.)

Wio (25.) SWg (28.)

SW« (1.)

No (13.) SEo (20.) NW« (27.)

Ss (20., 22.) ■ NWs (20.) SWg (22.) Ws (27.)

W₉ (13.) SWs (17.)

SWg (6.)

Ss (13.) SEg (26., 27.)

SWs (3., 23.) Ws (3.)

Ss (24.)

SWio (7.)

SEo (18.)

Ss(l.)

SWs (4.)

NWio (2., 29.)

SEs (26.) Ss (26.)

SW 10 (27.) Ss (27.)

E,o (8.)

Sg (16.) SWs (18.) | NWs (29)

SW,« (7., 29.) NWg (12.)

Sg (28.)

W₉ (18.) SW io (28.)

SW« (3.)

Es (11.)

Ns (23.)

S,o (1.)

SWg (29.) Wio (30.)

Wg (10., 30.) NWio (19.)

SW₄ (21.)

Wo (16., 17., 18.) NW« (19.) SW« (31.)

Sg (7., 22., 27.) W₉ (24.) NW« (9.) SWg (27.)

SWio (30.)

Sio (30.)

NWg (25.)    NWio(12.) Ws (13.,14.)

Ss(l.,2.) SEg (16., 17.)

SWs (30.)

SW₈ (27.,28.,29.)    S» (3.)

NWs (29.)    SW» (3.)

Sio (4.) SWio (11.)

Wio (12.)

SWn (4.) Wio (4.)

Ss (24.)

Wio (3., 15.) S,o (27.) SWio (28.)

Sg (15., 16.)

Ns (2.)

Ss (10.) SWg (26., 27.)

SWs (27.)

Ss (14.)

SWio (18., 31.) W₉ (1., 10.)

Wio (15.) Sn (18.) SWio (18.)

Ws (19.) SWg (23., 27.) Sg (29.)

Wio (25., 26.) NWs (6., 27.)

Ss (25.)

Es (4.)

W,₂ (6.) SWs (6., 9.) SEs (31.)

Sg (3.)

Ws (13.) SWs (16., 17.)

Sio (5., 9., 11.)

Wio (11.)

SW.« (11.)

NW« (4.)

SEg (5.)

Eo (19., 20., 21.)

W,o (4.) S,o (7.) SEs (18.)

Ws (6.)

SW« (15., 16., 17.) Ss (15., 16.)

Sio (6.)

Wio (7.) SWg (10.)

SWio (6.)

Wn (6.) Ss (2., 17.)

Wio (15.) SWs (15.) Sg (31.)

Sio (3.)

Sio (8.)

Wio (11.) SWs (7.)

SWio (2.) S,o (27., 28.) NWg (15.)

S,o (29.)

Wg(5) SWs (4.) SEs (7.)

Wio (6.)

Sg (4.) SEs (31.) SW₉ (28., 29.)

SEg (1.) Sg (13.) SWg (14.)

Wg (19., 20.)

SWio (8.)

Wio (9.)

S,o (13., 25.)

SEs (6.)

SWs (9.)

Es (17., 18., 19.)

SWio(16.,17.,25.,26.) Wg (18.)

NWg (18.)

W,o (21.) Sio (24.)

Sg (9., 10.)

Wio (9.) SW,o (9.) NWn (10.)

Sio (23.)

Sio (6., 7.)

Wn (30.) NWg (31.) SWio (30.)

SEg (5.) Sio (6., 23.) SWn (27.)

Sn (17.) SW» (30.)

Ss (28.)

Sg (2.) SWg (13.)

* Die Zahlen in den Klammern bedeuten das Datum.

starken Winden sind auch immer die nächst kleineren Skalawerte angeführt, soweit dieselben vorhanden

NB. Bei den

waren.

Die nachstehende Tabelle 2 ist ein Auszug aus Tabelle 1.

Tabelle 2.

Häufigkeit

des

Wind

rich

tung

monatlichen

Wind-

stärken-

Maximums

Summe der größten monatlichen Windstärken

Mittlere Größte , Länge größte absolute des monatliche Windstärke See-Windstärke

und deren spiegels Häufigkeit (siehe Lagein 12 Jahren nach der Beaufort- plan) Skala; 12 —Orkan

Bemerkungen

km

für die betreffende Richtung des Windes

SP. 3 SP. 2

4 mal

30

NE

60

218

E 29 „

SE 25 „

S 129 „

SW 141 „

W 109 „

NW 44 „    375

188

1176

1224

979

QC    QC _CD —I —I ^1 —J

Oi "o    1—L "ox "oi "o "oi

11

11

cocoh^owhh

„) -„ ) 0,95

„ ) I 1,95 „ ) 0,95

Beobachtungs

zeit:

Januar 1895 bis Dezember 1906 (12 Jahre).

Für SSE Länge der Seefläche 1,90 km, für SSE zu S desgl, 3,05 km.

Man kann ans Tabelle 1 und 2 folgendes entnehmen:

Die größte Wahrscheinlichkeit für das Auftreten starker Winde besteht für die Richtung SW, in zweiter Linie für die Richtungen S und W; für die Richtungen N, NE, E und SE ist das Auftreten starker Winde verhältnismäßig selten. Auch ist die durchschnittliche größte monatliche Windstärke für diese Richtungen mit 7,5 verhältnismäßig am niedrigsten.

Orkanartige Winde von der Stärke 12 sind für die Beobachtungsstelle Arnsberg in den letzten 12 Jahren nur für die Richtungen W und NW je einmal beobachtet worden.

Die Längsrichtung der Sperrmauer der Möhnetalsperre steht lotrecht zur Richtung SE, die nach der Tabelle 2 verhältnismäßig selten stärkere Winde aufweist, auch ist die größte Windstärke für diese Richtung ungefährlich. Die südlichen Winde, die häufiger und zeitweise stärker sind, treffen nur die nördliche Ecke der Sperrmauer, und zwar spitzwinklig, werden also voraussichtlich keinen starken Wellenanprall Hervorrufen. Bon orkanartigen Winden (Stärke 12) bleibt die Seeseite der Sperrmauer vollständig verschont. (Vgl. die beigefügte Lageplan-skizze.)

Von Interesse ist ein Vergleich der verschiedenen Lagen der einzelnen Sperrmauern des Ruhrgebiets hinsichtlich der Windrichtung und Gefährdung durch Wellenschlag. (Tabelle 3.)

Tabelle 3.

Name

der Talsperre

Die Mauer wird senkrecht getroffen von Winden aus der Richtung

Der genannte Wind

bestreicht die See-

fläche

Die Mauer liegt hinsichtlich der Gefahr

des Wellenschlages

Öster-Talsperre Glör- „ Henne „ Lister- „ Ennepe- „ Heilenbecke- „ Verse- „ Füelbecke- „ Möhne- „ Jubach-Haspe- „

WSW

ganz

ungünstig

SW

SW

(/) (/)(/) c/) LU LU

teilweise

ganz

teilweise

wenig günstig

mittel

günstig

Die genannten Talsperren haben, soweit sie vollendet sind, den orkanartigen Wind von der Stärke 12 aus Richtung NW am 6. April 1905 bei voller Füllung bestanden. Dabei sind nur am Ufer der Glörtalsperre kleinere Beschädigungen eingetreten, indem einige Wellen über die südliche Ecke der Sperrmauer überschlugen und den Umleitungsweg an dieser Stelle beschädigten. Der Wasserstand bei gefülltem Becken liegt bei dieser Talsperre nur 60 cm unter Mauerkrone. An demselben Tage sind an den anderen Talsperren keine Beschädigungen eingetreten, obwohl Verse- und Haspersperre ebenfalls bis 60 cm unter Mauerkrone gefüllt waren (die übrigen Talsperren besitzen einen größeren Spielraum von 1,00 m zwischen Stanspiegel und Mauerkrone). Diese Erfahrung zeigt, wie sehr es auf die Lage des Sperrbeckens zur Windrichtung ankommt.

Jedenfalls darf ausgesprochen werden, daß die Möhnetalsperre durch Wellenschlag verhältnismäßig wenig gefährdet sein wird, da der Abstand des Wasserspiegels von der Mauerkrone selbst bei einem Aufstau von 130 Mill. cbm noch 1,20 m betragen wird, die Wellen aus einen großen Teil der Kronenlänge nicht auf Mauerwerk treffen, sondern über die Kante des Notüberlaufs ablaufen, und vor allem, weil die Winde aus den beiden gefährlichsten Richtungen W und NW nicht die Wasserseite der Mauer treffen.

Essen, im Juli 1908.

oSittft,

Regierungsbaumeister a. D.

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Wasserwirtschaftliche Verhältnisse der Möhne und Wasserwirtschaftsplan der Möhnetalsperre.

Niederschlagverhiiltmffe.

Abfluß.

Im Niederschlaggebiet der Möhnetalsperre liegen vier Regenmeßstationen, Suttrop, Rüthen, Belecke und Hirschberg. Die Beobachtungen von Suttrop sind so lückenhaft, daß sie nicht verwendet werden können. Aus den Beobachtungen auf den anderen drei Stationen ergaben sich folgende Durchschnittswerte für die Regenmengen in den 10 Jahren von 1896 bis 1905:

i. M. von    10 Jahren 948 mm.

Unterhalb der Absperrungsstelle im Möhnetal ist an einer hierfür geeigneten geradlinigen Flußstrecke eine Meßstelle eingerichtet worden, an der seit Anfang Juni 1906 die Wasserstände täglich gemessen werden. Die Möhne ist an dieser Stelle etwa 14 m breit. Im Meßprofil wurden in bekannter Weise in Abständen von je 1 m mittels des Woltmann'schen Flügels die von der Flußsohle bis zur Wasserspiegelfläche zunehmenden Geschwindigkeiten gemessen und aus Querschnitt und mittlerer Geschwindigkeit die bei dein betreffenden Wasserstand vorüberfließende Wassermenge bestimmt. Aus mehreren Messungen bei möglichst verschiedenen Wasserständen (bei kleinem, mittlerem und Hochwasser) wurde dann die Wassermengenkurve ermittelt, ans der man die Abflußmenge für jeden Wasserstand ablesen kann. Mittels dieser Kurve konnte aus den täglichen Pegelbeobachtungen an der Meßstelle der Gesamtabfluß für den betrachteten Zeitabschnitt berechnet werden. Für die Monate vom 1. Juni 1906 bis 31. Mai 1907 ergab sich ein Gesamtabfluß von 243,46 Mill. cbm (vgl. Blatt 1). Das Niederschlaggebiet an der Meßstelle ist 420,8 qkm, an der Absperrungsstelle selbst 416,0 qkm groß. Die

Zuflußmenge des künftigen Staubeckens für die genannte Zeit beträgt also:

243,46.416,0

420,8

= 240,68 Mill. cbm.

Diese Zahl kann nicht ahne weiteres als mittlerer Jahresabfluß der Möhne betrachtet werden, da die Abflußmengen der einzelnen Jahre zu sehr von einander abweichen. Im Ruhr- und Wuppergebiet übersteigt der größte beobachtete Jahreszuflnß den mittleren eines längeren Zeitraums um etwa 30 v. H., während im trockensten Jahre nur etwa 80 v. H. des mittleren Abflusses gemessen wurden. Die größte und die kleinste Jahreswassermenge können also bis zu 50 v. H. des mittleren Abflusses voneinander abweichen. Die oben ermittelte Jahresmenge ist deshalb mit dem Abfluß benachbarter Gebiete zu vergleichen, für die sowohl Messungen für die gleiche Beobachtungszeit, als auch für langjährige Perioden vorliegen, worauf man aus dem Verhältnis beider Schlüsse auf den wahrscheinlichen mittleren Abfluß des Möhnegebiets ziehen kann. Als solche Gebiete standen das Zuflußgebiet der Remscheider Talsperre mit 19jähriger und das Ruhrgcbiet selbst mit 24jähriger Beobachtungszeit zur Verfligung.

Bei den Zuflüssen des Remscheider Stauweihers beträgt die mittlere Abflußinenge als Mittel 19jähriger Beobachtungen 3,691 Mill. cbm; die Abflußmenge für die Zeit voin 1. Juni 1906 bis 31. Mai 1907 betrug 3,366 Mill. cbm. Hieraus ergibt sich die wahrscheinliche mittlere Zuflußmenge der Möhnetalsperre zu:

3,691 . 240,68

3,366

= 263,9 Mill. cbm.

Für die Ruhr bei Mülheim betrug die Abflußmenge für die betrachtete Zeit vom 1. Juni 1906 bis 31. Mai 1907 nach Zuschlag der durch die Pumpwerke entnommenen und nicht wieder zurückgeflossenen Wassermengen 2726 Mill. cbm, die mittlere Abflußmenge als Mittel 24jähriger Beobachtungen (ebenfalls nach Zuschlag der durch die Pumpwerke entnommenen Wassermengen) 2814 Mill. cbm. Demnach ist die mittlere jährliche Abflußmenge der Möhne an der Baustelle, nach den Verhältnissen der Ruhr ermittelt:

240,68.2814

2726

= 248,45 Mill. cbm.

Ein dritter Weg zur Ermittelung der wahrscheinlichen mittleren Abflußmenge ist der folgende:

Der Gesamtabflnß der Möhne an der Meßstelle betrug nach den Wasserstandsmessungen in der Zeit vom 1. Januar

bis 31. Dezember 1907 226,03 Mill. cbm. Dies entspricht einer Abflußhöhe von:

1000.226,03

420,8

= 537 nun.

Im gleichen, anerkanntermaßen abflußarmen Jahre wurden an den Regenmeßstationen des Zustußgebiets folgende Niederschlaghöhen beobachtet:

Cl>

rt" C=

er

er.

O CD 00    t>-

l>-    00

CD

00

4-

gegenüber 948 mm des zehnjährigen Mittels.

Die Berlusthöhe, d. h. Niederschlnghöhe weniger Abflußhöhe, für das Staugebiet der Möhnetalsperre ergibt sich hieraus für das Jahr 1907 zu 848 — 537 = 311 mm. Unter Zugrundelegung dieser Verlusthöhe auch für andere Jahre berechnet sich die Zuflußmenge der Möhnetalsperre für ein mittleres Jahr mit 948 mm Niederschlaghöhe zu 0,001 . (948—311) . 416 = 265,0 Mill. cbm. Indessen dürfte die mittlere Verlusthöhe größer als 311 mm sein, sodaß die berechnete mittlere Abflußmenge von 265,0 Mill. cbm voraussichtlich nicht erreicht werden wird.

Als mittlere Abflußmenge des Staugebiets sind also

auf drei verschiedenen Wegen 263,9, 248,45 und 265,0 Mill. cbm berechnet worden, woraus sich ein Mittelwert von 259,1 Mill. cbm ergibt. Eine größere Genauigkeit der Abflußwerte kann erst durch mehrjährige Beobachtungen gewonnen werden. Vorläufig soll der niedrigste der drei Werte, nämlich die nach den Verhältnissen der Ruhr ermittelte Abflußmenge von 248,45 Mill. cbm als richtig angenommen werden, die einer Abflußhöhe von 248,45

1000 -

— 597 mm, somit einer Verlusthöhe von

597 = 351 mm entspricht. Jedenfalls kann ans den bisherigen Beobachtungen gefolgert werden, daß die in dem generellen Entwurf der Möhnetalsperre eingesetzte, vorläufig geschätzte mittlere jährliche Abstußmenge von 230 bis 240 Mill. cbm nicht zu hoch gegriffen war. Sie darf nunmehr unbedenklich zu 240 bis 245 Mill. cbm angenommen werden, mit Schwankungen um etwa 30 v. H. nach oben und 20 v. H. nach unten.*)

416

948

*) In der Zeit born 1. Juni 1907 bis 31. Mai 1908 wurde eine Abflußmenge von 245,85 Mill. cbm an der Meßstelle, entsprechend 243,04 Mill. cbm an der Absperrungsstelle, festgestellt. Nach den Verhältnissen an der Ruhr-reduziert ergab sich die mittlere Abflußmenge der Möhne, da das Beobachtungsjahr verhältnismäßig wasserreich war, etwas niedriger, nämlich zu 241,1 Mill. cbm. Im Mittel beider Feststellungen kann die Abflußmenge nunmehr 248,5 + 241,1

etwa zu

----- rd. 245 Mill. cbm angenommen werden.

Das größte bisher bekannte Hochwasser der Möhne ist im November 1890 aufgetreten; die damals an der Absperrungsstelle abgeflossene Wassermenge ist im Entwurf zum ersten Teil der Bauarbeiten der Möhnetalsperre in eingehender, bereits landespolizeilich nachgeprüfter Berechnung zu 292 cbm/sek ermittelt worden. Das kleinste Niedrigwasser ist weniger wichtig; es kann nach den Verhältnissen an der Ruhr zu 2 1/sek/qkm angenommen werden, also zu 2 . 416 = rd. 830 1/sek. Das Mittelwasser beträgt:

Hochwasser, Mittel- und Niedrigwasser.

= 7,9 cbm/sek.

248,45

365.24.60.60

Besondere auf die Nutz wassermenge des Staubeckens wirkende Einflüsse.

Der Inhalt der Staubecken erleidet merkbare Verluste durch Verdunstung. Nach vielfachen Beobachtungen kann die durch Verdunstung hervorgerufene Verminderung des Inhalts eines Sammelbeckens während eines Jahres zu etwa 900 mm für die Oberfläche bei vollem Inhalt angenommen werden. Andererseits ist zu beachten, daß die auf die Stanfläche selbst fallenden Niederschläge dem Inhalt voll zugute kommen, weil sie keine Verluste durch Versickerung, Verdunstung usw. erfahren. Für die Fläche des Staubeckens ist also die sog. Verlusthöhe, die im Möhnetal, wie angegeben, rd. 350 mm betragen dürfte, nicht abzuziehen, sondern dem Inhalt hinzuzurechnen, und es verbleibt ein Verlust von 900 — 350 — 550 mm Höhe für die Oberfläche des Staubeckens. Da diese 1016 ha betrügt, so ist der jährliche Wasserverlust durch Verdunstung zu rd. 5,6 Mill. cbm anzunehmen.

Gegenüber diesem Verlust wird der Inhalt des Sammelbeckens eine nicht unbedeutende Vermehrung dadurch erfahren, daß nicht nur das sichtbar abfließende Wasser, sondern auch der Grnndwasserstrom des Möhnetales aufgestaut wird. In steilen Tälern mit undurchlässiger, lehmiger oder toniger Überlagerung des Felsbodens spielt dieser Einfluß keine Rolle. Die Talsohle des Möhnetales ist aber ähnlich ausgebildet wie die des Ruhrtales, unter 1 bis 2 m Lehm folgen 2 bis 3 rn grober Kies. In dem 250 m breiten Tale fließt deshalb ähnlich wie im Ruhrtal ein ansehnlicher Grnndwasserstrom zu Tal, der durch die Mauer abgesperrt und aufgestaut wird. Die hierdurch gewonnene Wassermenge wird wahrscheinlich größer sein als 5,6 Mill. cbm im Jahre, sodaß angenommen werden darf, daß die erwähnten auf den Inhalt des Sammelbeckens wirkenden ungünstigen und günstigen Einflüsse sich in ihrer Wirkung aufheben.

Ziel der

Wafferverbefferung.

Der Ruhrtalsperrenverein hat sich das Ziel gestellt, der Ruhr eine so große Wassermenge aus Talsperren zurückzugeben, als ihr während der

— 99

schädlichen Trockentage des ungünstigsten Jahres durch die Wasserwerke dauernd entzogen wird.

Als schädliche Trockentage gelten die, an denen der Wasserstand des Flusses am Pegel zu Mülheim unter + 0,20 herabgeht, entsprechend einer Wassermenge von 19 cbm/sek.

Das ungünstigste bisher beobachtete Jahr war 1904 mit 146 aufeinanderfolgenden Tagen, an denen der Wasserstand unter + 0,20 am Pegel zu Mülheim sank. An den 146 Trockentagen des Jahres 1904 wurden aus der Ruhr durch die Pumpwerke 42,7 v. H. der Jahresmenge entnommen, also 7 v. H. mehr, als nach dem Jahresmittel auf die genannte Zeit entfallen würde.

Für die Berechnung des dauernd entzogenen Wassers ist die Art der Entnahme maßgebend. Es sind zu unterscheiden:

Klasse A, d. h. Wasserwerke, die nach fremden Niederschlaggebieten pumpen, deren Förderung also der Ruhr dauernd verloren geht.

Klasse B, d. h. Wasserwerke, deren Verbrauch innerhalb des Ruhrgebiets liegt. Solche Werke verbrauchen nach Messungen Jntze's an den Abwässern von Elberfeld-Barmen etwa 50 v. H. des entnommenen Wassers, der Rest fließt zur Ruhr zurück.

Klasse C, d. h. industrielle Werke, die nach der Ruhr entwässern. Sie verwenden das Ruhrwasser hauptsächlich zur Kondensation und verursachen nach mehrfachen neueren Feststellungen bei Gelegenheit von Schiedssprüchen verhältnismäßig geringe Wasserverluste, weil sie fast alles entnommene Wasser dem Fluß wieder zurückgeben. Der Verlust ist zu 3,5 v. H. bei den großen Eisenwerken festgestellt und soll für die ganze Klasse C zu 5 v. H. angenommen werden.

Im Jahre 1907 gehörten:

Zu Klasse A: 75,8 v. H. der Förderung,

n    rr    B    14, t „    „    „    „

n • o F»

rr    rr    ^    u ru rr    rr    rr    rr

Im Jahre 1897 waren die betreffenden Zahlen:

Klasse A: 69,0 v. H. der Förderung,

R • 1 F, Q

rr    ♦    L 'Ss'J    „    rr    rr    rr

C *    1^7

rr    ^    ±tJr ¹    rr    rr    rr    rr

Die Förderung nach Klasse B und C hat also seit 1897 zwar ebenfalls zugenommen, aber nicht in dem Maße wie die nach Klasse A. Ans dieser Verschiebung des Verhältnisses der drei Beitragsklassen folgt, daß auch das Verhältnis der Gesamtförderung zum notwendigen Stauinhalt nicht feststeht, sondern sich langsam verändert, und zwar ist der mtf eine Mill. cbm der Gesamtförderung zu rechnende Stauinhalt

wegen der besonders starken Zunahme der Förderung nach Klasse A zur Zeit im Wachsen begriffen.

Für die Verhältnisse des Jahres 1907 mit 279,8 Mill. cbm Förderung ergibt sich der notwendige Stauraum wie folgt:

Wasserverlust der Ruhr an 146 Tagen bei Wiederholung einer Trockenperiode gleich der des Jahres 1904:

Klasse A: 0,427 . 0,758 . 279,8 = 90,6 Mill. cbm 0,147 . 279,8 _

„ B: 0,427 •

8,8 „

0,6 „

„ C: 0,427 -

0,095 . 279,8 _

100,0 Mill. cbm.

Der notwendige Stauinhalt selbst ist etwas größer, da die Sammelbecken nie ganz entleert werden. Als Minimum des verbleibenden Inhalts können nach den Erfahrungen des Jahres 1907 mit sehr später, bis Ende November dauernder Trockenperiode 5 v. H. der vollen Füllung betrachtet werden. Demnach ist der erforderliche Stauinhalt für das Jahr 1907:

1,05 . 100,0 = 105,0 Mill. cbm.*)

Es könnte der Einwand erhoben werden, daß ein Teil des Inhalts der Talsperren zu Trinkwasserzwecken verbraucht wird, also der Ruhr nicht zugute kommt. Diesem Umstand wird dadurch Rechnung getragen, daß der Wasserverbrauch der eigentlichen Talsperrenwasserwerke (Altena, Haspe und Kreis Schwelm) in der Statistik der Förderung der Ruhrwasserwerke ebenfalls aufgeführt wird, svdaß auch der für diesen Verbrauch erforderliche Ersatz an Stauinhalt im Rechnungsergebnis berücksichtigt ist.

Es sind also zur Zeit für 279,8 Mill. cbm Förderung

105,0 Mill. cbm Stauinhalt bereitzustellen, für 1 Mill. cbm Förderung:

105,0 279,8

Zum Vergleich soll auch der notwendige Stauinhalt für das Jahr 1897 mit 137,8 Mill. cbm Wasserentnahme ermittelt werden.

1000 000 •

= 375 000 cbm.

„ B: 0,427 •

4,5    „

Schädlich entzogene Wassermengen an 146 Tagen: Klasse A: 0,427 . 0,69 . 137,3 = 40,5 Mill. cbm 0,153 . 137,3

„ C: 0,427 -

0,157 . 137,3 ₌ o ₅

20

45,5 Mill. cbm.

*) Das Fassungsvermögen der 8 bisher fertig gestellten Talsperren des Ruhrgebiets beträgt 32,4 Mill. cbm.

Erforderlicher Stauinhalt:

1,05 . 45,5 = 47,8 Mill. cbm;

für 1 Mill. cbm Förderung:

jt7,8 137,3

Durch die besonders starke Steigerung der Förderung nach Klaffe A ist also der notwendige Stauinhalt wahrend der letzten zehn Jahre von 348 000 auf 375 000 cbm für eine Mill. cbm Förderung gewachsen.

Es ist von Interesse zu ermitteln, wie lange die im Bau begriffenen und zur Ausführung bestimmten Talsperrenanlagen im Verein mit den bestehenden der wachsenden Förderung zu genügen vermögen.

Nach Fertigstellung von Möhne- und Listertalsperre sowie der Vergrößerung der Ennepetalsperre um 2,2 Mill. cbm wird der Stauinhalt im Ruhrgebiet betragen:

32,4 Mill. cbm der bestehenden Talsperren,

„ der Vergrößerung der Ennepetalsperre,

„ der Möhnetalsperre,

„ der Listertalsperre,

1000 000 .

2,2 „

130,0    „

22,0 „

= 348 000 cbm.

zusammen 186,6 Mill. cbm.

Dieser Vorrat rechtfertigt eine Förderung von

186,6 0,375

497,6 Mill. cbm. jährlich, oder eine Zunahme gegenüber

1907 von 497,6 — 279,8 = 217,8 Mill. cbm.

Die Wasserentnahme ist bisher in folgender Weise

gestiegen:

Im Mittel der letzten 10 Jahre um 14,3 Mill, cbm jährlich,

19 1

ff L17 r    rt    rt    ff

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Die zulässige Zunahme der Förderung von 217,8 Mill. cbm wird also erreicht werden, je nachdem die Förderung langsamer oder schneller zunimmt, in:

217,8 14,3 217,8 19,1 217,8 27,0

Ich halte die mittlere Zahl für die wahrscheinlichste. Voraussichtlich muß also der Ruhrtalsperrenverein nach Fertigstellung der Möhnetalsperre schon bald zu weiteren Bauausführungen schreiten, wozu glücklicherweise noch ausreichende Gelegenheiten sich finden. Erst neuerdings ist im oberen Lennegebiet eine weitere, bisher nicht berücksichtigte Möglichkeit zum Aufstau von 28 Mill. cbm festgestellt worden. Nach eingehenden Ermittelungen vermag

= 1574 Jahren oder i. I. 1922 23,

= 1172

874

„ „ 1918 19,

„ „ 1915 16.

die Ausführung von Talsperren der Zunahme der Förderung auf mehr als eine Milliarde cbm Schritt zu halten. M. E. wird die Grenze der Leistungsfähigkeit der Ruhr als Wasserspender des Industriegebiets eher dadurch erreicht werden, daß das erforderliche Gelände zur Herstellung von Wassergewinnungsanlagen nicht mehr verfügbar ist, als daß der Fluß selbst versagt.

Erfolg des Zuschusses von Stauwasser für die Ruhr.

Es war oben angeführt, daß der erforderliche Zuschuß von Stauwasser nach den Verhältnissen des ungünstigsten Jahres ermittelt worden ist. Das ungünstigste Jahr hatte 146, ein mittleres hat aber nur 60 schädliche Trockentage. Hieraus folgt, daß in mittleren Jahren der Ruhr in der trockenen Jahreszeit weit mehr Wasser zugeführt als schädlich entzogen wird. Es ist weiter zu berücksichtigen, daß der Zuschuß des Talsperrenwassers im Oberlauf der Ruhr an der Mündung der Henne, Möhne, Lenne und Volme erfolgt, die Hauptentnahme aber erst im Unterlauf des Flusses. Sobald also das oben ermittelte Verhältnis von Förderung und Staninhalt hergestellt sein wird, verbleibt für die Zwischenstrecke für alle, auch die ungünstigsten Jahre über den Ersatz der schädlich entzogenen Wassermenge hinaus eine sehr große Verbesserung des Niedrig wass ers, die zwar nach der Mündung zu allmählich abnimmt, aber nur irrt ungünstigsten Jahr (1904) bei Duisburg bis auf 0 herabgeht.

In Jahren wie 1904 gibt also künftig die Ruhr, sobald das angestrebte Verhältnis von Stauinhalt und Entnahme erreicht sein wird, an deit 146 Trockentagen ebensoviel Wasser in den Rhein, als ob keine Pumpwerke vorhanden wären, während der Trockenperiode normaler Jahre dagegeil erheblich mehr; oberhalb der an der Mündungsstrecke liegenden Wasserwerke tritt sogar irrt ungünstigsten Jahre eine Niedrigwasserverbesserung gegenüber den natürlichen Verhältnissen des Flusses ein.

Zum Nachweis soll die Verbesserung des Niedrigwassers der Ruhr in mittleren Jahren für die Stelle unterhalb der verschiedenen Wassergewinnungsanlagen bei Witten ermittelt werden. Es sei angenommen, die Gesamt-förderung der Pumpwerke habe inzwischen 497,6 Mill. cbm erreicht, entsprechend einem Stauinhalt von 186,6 Mill. cbm nach Vollendung der bewilligten oder im Ban begriffenen Anlagen.

Die Entnahme bis Witten einschließlich beträgt gegenwärtig 98,9 Mill. cbm oder 36,65 v.H. der Gesamtförderung. Davon entfallen:

auf Klasse A: .    .

CQ U

Wass erwirts ch aftsplan der Möhnetalsperre.

Demnach werden während eines Jahres mit 497,6 Mill. cbm Gesamtentnahme der Ruhr bis Witten dauernd entzogen:

Klasse A: 0,763 . 0,3665 . 497,6 = 139,1 Mill. cbm 0,3665 . 497,6

B: 0,178 -

16,2 „

„ C: 0,059 •

0,3665 . 497,6 _

20

0,5

155,8 Mill. cbm

Als schädliche Entnahme entfallen auf die Trockenperiode von 60 Tagen (mit 7 v. H. Zuschlag):

1,07 -

365

• 155,8 = 27,4 Mill. cbm.

Es soll nun angenommen werden, daß 90 v. H. des gesamten Stauinhalts der Talsperren während 150 Tagen abgegeben

0,9 . 186,6

werden, oder täglich

60 Tagen 60 . 1,12 = 67,2 Mill. cbm. Es bleibt also während der Trockenperiode von 60 Tagen eine Niedrig-wasserVermehrung von 67,2 — 27,4 = 39,8 Mill. cbm, 39,8

60) 24.3600

schädlich entzogenen Wassermengen hinaus — eine große Verbesserung gegenüber den jetzigen Zuständen.

Bei der Aufstellung eines Wasserwirtschaftsplanes für die Möhnetalsperre sind zwei Gesichtspunkte zu berücksichtigen. Man konnte sich den Betrieb so denken, daß man die Abgabe lediglich nach dem Maße des Niedrigwassers bemißt, das sich in der Ruhr einstellt, also nach dein Interesse der Wasserwerke. Man würde sich dann bestreben, einen gleichbleibenden Mindestwasserstand der Ruhr zu erhalten. In zweiter Linie könnte man die Abgabe in der Weise einrichten, daß eine möglichst gleichmäßige Kraftgewinnung durch das unterhalb der Talsperre anzulegende Elektrizitätswerk erzielt wird. Zweifellos ist die Abgabe zur Erhaltung eines ausreichenden Mindestwassers im Interesse der Wasserwerke die weitaus wichtigere, doch darf auch die Kraft-gewinnung nicht außer acht gelassen werden, da die Kosten der Möhnetalsperre so gewaltig sind, daß ein gewisser Gewinn durch Verwertung der Wasserkraft für den Ruhrtalsperrenverein unter allen Umständen erstrebt werden muß.

Um in diese scheinbar widerstreitenden und darum verwickelten Verhältnisse einige Klarheit zu bringen, wurde zunächst untersucht, lvie durch die Wasserabgabe aus der Möhnetalsperre die Wasserführung der Ruhr im günstigsten Fall, d. h. ohne Rücksicht auf Kraftgewinnung, beeinflußt werden kann. Die Abgabe würde dann in der Weise erfolgen, daß man sich bestrebt, nach Eintritt der Trockenperiode einen gewissen Wasserstand in der Ruhr aufrecht zu erhalten,

oder

150

= 1,12 Mill. cbm,

an

= 7,7 cbm sek über den Ersatz der

also an jedem Tage dem Flusse eine solche Wassermenge zuzuführen, daß die zu erstrebende, zunächst noch unbekannte Mindestwasserführung ständig erreicht wird.

Das durch den Betrieb der Möhnetalsperre bestenfalls Erreichbare ist in Anlage 1 dargestellt. Es ergab sich, daß durch die Wasserabgabe aus der Möhnetalsperre ohne Berücksichtigung der übrigen Talsperren die Wasserführung der Ruhr bei Mülheim im Jahre 1893 auf höchstens 19,4 cbm/sek und im Jahre 1904 auf höchstens 16,6 cbm sek hätte gebracht werden können, gegenüber einer mittleren Niedrigwassermenge während der Zeit der Abgabe aus dem Staubecken von 11,7 cbm im Jahre 1893 und 6,8 cbm im Jahre 1904. Die mögliche Verbesserung durch die Möhnetalsperre allein beträgt also 7,7 cbm sek in Jahren wie 1893 und

9,8 cbm sek in Jahren wie 1904.

Die Abgabe lediglich nach den Wassermeldungen von Mülheim würde praktisch auf große Schwierigkeiten stoßen. Es vergehen etwa 3 Tage, bis die von der Möhnetalsperre abgegebene Welle im Unterlauf der Ruhr eintrifft; ferner ist zu beachten, daß die Ruhr gerade bei kleinen Wasserständen große Schwankungen aufweist. Es liegt dies daran, daß die Triebwerke an den oberen Nebenflüssen und an der Ruhr selbst bei kleinen Wasserständen nur zeitweise arbeiten und inzwischen erhebliche Wassermengen in ihren Obergräben und Teichen aufstauen, die dann bei Ausnahme des Betriebes während einiger Tagesstunden abfließen; ebenso haben die meisten der acht älteren Talsperren nur Tag es abgäbe. Die Wassermeldnngen bei Niedrigwasser sind also unsicher und schwankend, wodurch die Jnnehaltung einer gleichbleibenden Mindestwassermenge fast unmöglich gemacht wird.

In zweiter Linie wurde versucht, die Mindestleistung zu finden, die ein an die Talsperre angeschlossenes Wasserkraftwerk während des ungünstigsten Jahres dauernd aufrecht erhalten kann, wenn die Wasserabgabe nur nach dem Gesichtspunkt gleichmäßiger Kraftgewinnung erfolgt.

Auch bei Staubecken, die wie die Möhnetalsperre 52 v. H. des jährlichen Zuflusses aufzunehmen vermögen, darf nicht erwartet werden, daß die mittlere Jahresleistung des Wasser-kraftwerks auch in trockenen Jahren in vollem Umfang aufrecht erhalten werden kann. Es liegt dies daran, daß im Sommer nicht nur der Stauinhalt der Talsperre, sondern auch der auf diese Zeit entfallende Zufluß des Sammelbeckens die Leistung hervorbringen; bleibt letzterer fast ganz aus, wie 1904, so stuft die Normalleistung auf die Mindestleistung. Man bedarf daher selbst bei großen Staubecken zur dauernden Erhaltung der Normalleistung einer Kr öftres er ve, die um so kleiner ist, je größer der Stauinhalt im

Vergleich zum mittleren Zufluß gewählt war. Dieser Umftmib ist bisher nicht immer ausreichend beachtet worden.

mengen.

ergab, daß bei Annahme eines Stauinhalts von nur 125 Mill. cbm in Jahren mit mittlerem Zufluß eine Kraftleistung von 2150 PS gewonnen werden kann, während in Jahren wie 1904 wegen des Ausbleibens der Somrnerzuflüsse nur auf 1800 PS Kraftgewinn gerechnet werden kann (vergl. Anl. 2), unter der Annahme,

Die wahrscheinlichen Zuflußmengen der Möhnetalsperre für die der Berechnung zugrunde gelegten Jahre, 1899 als mittleres, 1904 als besonders trockenes Jahr, wurden aus den entsprechenden Abflußmengen der Ruhr ermittelt, nach Zuschlag der durch die Pumpwerke entzogenen Wasser-Die Berechnung der möglichen Kraftleistung

daß auch am Ende einer Trockenperiode noch eine gewisse Reserve im Becken verbleiben muß. Man würde demnach mit Sicherheit nur einen Betrieb mit einer Leistung von 1800 PS an das Kraftwerk anschließen dürfen, wenn man sich nicht zur Anlage einer Dampfreserve von 350 PS entschließt.

Bei gleichmäßiger Kraftgewinnung ist die Abgabe des Wassers aus der Talsperre derart, daß zunächst bei vollem Becken kleinere Wassermengen abgegeben werden, die dann bei sinkendem Stauspiegel mit Rücksicht auf die Verminderung der Gefällhöhe immer inehr zunehmen, um bei fast geleertem Becken ihren Höchstwert zu erreichen. Die Wasserabgabe in Jahren wie 1904, also für eine Kraftleistung tioit 1800 PS, würde im April und Mai 5,5 cbm/sek betragen und allmählich auf 8,0 cbm im Oktober, 9,3 cbm im November hinaufgehen. Die Trockenperiode des Jahres 1904 hatte etwa Mitte November ihr Ende erreicht, die des Jahres 1907 erst Ende November.

Bei näherer Prüfung findet man, daß man sich sehr wohl auch im Interesse der Wasserwerke mit dieser Art der Wasserabgabe ans der Möhnetalsperre einverstanden erklären kann, da sie in ihrer Wirkung durch die übrigen Sammelbecken des Ruhrgebiets in vorteilhafter Weise unterstützt und ergänzt wird. Die Abgabe des Stauinhalts der übrigen fertigen oder im Bau begriffenen Talsperren mit 56,6 Mill. cbm Inhalt geschieht zum großen Teil im Interesse der Triebwerke, und aus den Abflußplänen, wie sie jetzt für mehrere Jahre vorliegen, läßt sich ersehen, daß die Triebwerke nach Eintreten einer Trockenperiode im allgemeinen bestrebt sind, reichliche Wassermengen aus den Talsperren zu ziehen, um ihren Betrieb aufrecht zu erhalten, sodaß sich die Becken nach Beginn der Trockenzeit schnell entleeren. Gegen Ende längerer Trockenperioden gehen dann die Genossenschaften, wenn sie erkennen, daß ihre

Sammelbecken einer derartigen Abgabe nicht gewachsen finb, zu größerer Sparsamkeit über und vermindern die Abgabe mehr und mehr. Beispielsweise versagten fast alle älteren Talsperren, als die Trockenperiode des Herbstes 1907 sich bis gegen Ende November hinzog. Hier wirkt also die umgekehrte Abgabe aus der Möhnetalsperre, die anfangs schwächer, nachher stärker ist, wohltätig und ausgleichend, sodaß eine befriedigende Ergänzung des Wasservorrats der Ruhr stattfindet. Die Abgabe aus den künftig 56,6 Mill. cbm fassenden übrigen Talsperren kann zu Beginn einer längeren Trockenperiode zu 5,5, gegen Ende zu 3,5 cbm/sek angenommen werden. Die Verbesserung der Wasserführung der Ruhr durch die Talsperren in ihrer Gesamtheit beträgt also zu Beginn der Trockenperiode 5,5 + 5,5 = 11,0 cbm, gegen Ende 9,3 + 3,5 = 12,8 cbm/sek. Die verbleibende langsame Steigerung des Gesamtzuflusses ist sehr erwünscht, denn zu Beginn der Trockenzeit ist im Grundwnsserbecken der Ruhr noch ein erheblicher Wasservorrat vorhanden, der allmählich verbraucht wird; später muß dann eine Steigerung des seitlichen Zuflusses aus der Ruhr stattfinden, die durch Zunahme der Wasserführung des Flusses erleichtert wird.

Zusammenfassend kann das wichtige Ergebnis ausgesprochen werden, daß die Abgabe während der ungünstigsten Trockenperiode vorläufig nach dem Maße der Erhaltung einer Mindestleistung von 1800 PS eingerichtet werden kann und damit auch den Bedürfnissen der Wasserwerke entspricht. Ein Gegensatz zwischen der Wasserwirtschaft zum Zwecke der Kraftgewinnung und der Niedrigwasserverbesserung im Interesse der Wasserwerke während der Trockenperiode tritt in diesem Falle nicht ein, weil die Möhnetalsperre mit den 9 übrigen Talsperren des Ruhrgebiets in günstiger, sich gegenseitig ergänzender Weise zusammenarbeitet.

Eine gewisse Schwierigkeit entsteht erst, wenn die Trvckenperivde vorüber ist und wieder reichliche Wassermengen zufließen. Für die Wasserwerke ist nunmehr keine Abgabe mehr erforderlich, während die Forderung gleichmäßiger Kraftgewinnung noch reichliche Wasserabgabe bedingt, die das Becken nur langsam sich füllen läßt. Nach einem sehr trockenen Sommer wird deshalb das stark entleerte Becken bei gleichmäßiger, stark angespannter Kraftgewinnung nur schwer wieder voll, besonders, wenn der folgende Winter verhältnismäßig wenig Hochwasser bringt. Bei 1800 PS Kraftleistung würde die Möhnetalsperre im Winter 1904/05 sich nicht wieder ganz gefüllt haben, sondern erst im folgenden Winter. Die Bedingung, daß das Becken im Laufe des Winters unbedingt wieder voll werden soll, würde die Mindestleistung auf die sehr geringe Höhe von 1200 PS Herabdrücken und 950 PS Kraftreserve gegenüber der Normalleistung von 2150 PS erfordern. Da aber das Ausbleiben der vollen Füllung des Beckens in dem wasserreichen Sommer 1905 keine Nachteile im Gefolge gehabt haben würde, so wird man wohl auch in der Zukunft, wenn die Möhnetalsperre bei steigender Wasserentnahme aus der Ruhr für den Bedarf zu klein geworden und die Abgabe für die Wasserwerke demnach noch wichtiger sein wird, als unmittelbar nach Betriebseröffnung, loenn ferner der Kraftbedarf bis zur Normalleistung von 2150 PS gestiegen sein wird, nicht soweit mit der Einstellung von Kraftreserve zu gehen brauchen, daß man volle 950 PS in Dampf oder anderweitiger Ersatzkraft anlegt; man wird aber jedenfalls über die Mindestreserve von 350 PS hinausgehen müssen; wie weit kann erst in Zukunft festgestellt werden.

Sehr einfach gestaltet sich der Betrieb in Jahren mit normalem Zufluß und einer geringeren Anzahl von Trockentagen. Man wird im Kraftwerk die Normalleistung von 2150 PS im allgemeinen einhalten und darüber hinaus nach Bedarf zugunsten der Wasserwerke an den Trockentagen noch weitere Wasfermengen abgeben. Die untere Grenze, die der Wasserstand im Staubecken jeweilig nicht unterschreiten darf, ist dabei durch die Wasserstandbewegung des ungünstigsten Jahres (1904) festgelegt, denn man muß stets gefaßt darauf sein, daß, wenn etwa im Juli eine Trockenperiode eintritt, diese unter ungünstigen Umständen bis in den November hinein andauern kann.

Die vorstehenden Ausführungen sollen einige Gesichtspunkte zur Frage der Wasserwirtschaft der Möhnetalsperre geben. Sie machen keinen Anspruch darauf, die hier vorliegenden Fragen gelöst zu haben, denn hierzu wird erst ein langjähriger Betrieb ausreichendes Material liefern.

Essen, im Juli 1908.

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X

Massenberechnung zum zweiten Teil der Bauausführung.

Herstellung der Sperrmauer.

Met I. Grd- und Ausarbeiten.

Position 1. Erdaushub.

1. Seitliche Überfälle. (Flächen planimetriert.) a) Überfall am rechten Hang:

Obere Fläche 845 qm; untere Fläche 674 qm; Aushubtiefe 2,00 m;

845 + 674

Aushubmasse

• 2,00 .

1 519 cbm

b) Überfall am linken Hang:

Obere Fläche 980 qm; untere Fläche 783 qm; Aushubtiefe 2,00 m;

980 + 783

Aushubmasse

• 2,00

1 763    „

2. Aushub für die Sperrmauer, einschl. Kaskaden, Sturzbett, Einläufe rc. (Flächen planimetriert).

Profil 0—6.

Obere Fläche Fi = untere Fläche F₂ — Aushubtiefe h = 2,00 m;

Aushubmasse J = —    — • h

Profil 6—9.

Fi = 765 qm; F₂

2910 qm; 2330 qm;

2910 + 2330

• 2,00

5 240    „

765 + 705

705 qm; h = 2,50 m; • 2,50 ....

1 838    ..

Profil 9—10. Fi =440 qm; F₂

440 + 358

358 qm; h = 3,50 m; • 3,50 .    .    .

1 397    „

Profil 10—12.

Fi = 8796 qm; F₂ = 7183 qm; h = 4,00 m; 8796 + 7183

- 4,00

= 31 958    „

Profil 12—13.

Fi = 8330 qm; F₂ = 6755 qm; h = 4,00 m; 8330 + 6755

• 4,00 .    .

= 30 170    „

Profil 13—14.

Ft = 735 qm; F₂ = 630 qm; h = 3,50 m; 735 + 630

• 3,50

Übertrag 73 885 cbm

2 389

Profil 14—15.

• 2,50

2 356    „

Fi = 1005 qm; F₂ = 880 qm; h = 2,50 m; 1005 + 880

F,

Profil 15—21.

3205 qm; F₂ = 2638; h = 2,00 m; 3205 + 2638

•2,00

5 843

3. Zuführungsgraben zu den Einlaufstollen. (Flächen plan.) a) links: Fi = 1595 qm; F₂ = 1380 qm; h = 2,00 m;

• 2,00

2 925

1595 + 1330

b) rechts: F,

2000 qm; F₂ = 1675 qm; h = 1,50 m; 2000 + 1675

• 1,50

2 756

4. Regulierung des Möhne- und Hevebettes.

a)    36,20 cbm Aushub auf den lfd. m; auf 400 lfd. m 14 480 cbm

„    „ 150 „    6180    „

. . 8 660 „

b)    41,25 „

Abzug für das bereits vorhandene Bett rd.

Summe

12 000

102 154 cbm

Aushub für Brückenpfeiler und dergl. und zur Abrundung .    .

846

Summe Position 1    103 000 cbm

Hiervon sind bereits beim ersten Teil der Bauausführung an Erdaushub für die Sperrmauer vergeben .    .

66 000 „

bleiben

37 000 cbm

Position 2. Felsanshub.

1. Seitliche Überfälle, a) Überfall am rechten Hang:

J = 3 h • (G + yö.g + g); h = 50,00 m; • 18,00 = 31,50 qm;

O ₌ 3,50

IC

3,50

’₉ - 7,50 = 13,10 qm;

1 080 cbm

l - 50,00 . (31,50 + 131,5(1. 13,10 + 13,10)    .    .

o

b) Überfall am linken Hang:

'co -4-

• 54,00 •

4,50

2,50

2,50.4,50

7,50.20,00 = 18,00 . (9,40 + 1423,00 + 45,00) .

2    - 7,50 +

20,00j

1 359

2. Aushub für die Sperrmauer. (Flächen plan.) Profil 0—11.

F — 3658 qm; Aushubtiefe h — 3,00 m ;

.    = 10 974    „

.    = 12 609

J = .3,00.3658 .........

Profil 11—12.

F = 4203 qm; h = 3,00 m;

J = 3,00.4203 .........

Zur Abrundung

6. Kaskade am linken Hang. F = 1510 qm; Länge 145 m; 1510

— 10,40 m;

Längenquerschnitt (plan.) 163 qm;

J = 163. 10,40 .    .

mittlere Breite

145

1 695

455

883    „

Profil 12—14.

F = 5850 qm; h = 3,00 m;

J = 3,00.5850 .    .    .

Profil 14—21.

F = 2070 qm; h = 3,00 m;

J = 3,00.2070 .    .    .

3. Einlaufstollen.

J =4. 5,40 (4.1,00 + 1,40). 1,00

Übertrag 26 022 cbm

.    = 17 550

6 210

117

4. Sturzbett von Profil 10 —13. (Flächen plan.) F = (1310 + 1193) = 2503 qm ; auf 5,50 qm Bvdenfläche kommt 1 cbm Aushub;

2503

5,50

5. Kaskade am rechten Hang.

F = 1055 qm; Länge 110 m; mittlere Breite 1055 : 110 = 9,60 m ; Längenquerschnitt (plan.) 92 qm;

J = 92.9,60 ....

52 932 cbm 68 „

Summe Position 2 53 000 cbm

Hiervon sind bereits beim ersten Teil der Bauausführung an Felsaushub für die Sperrmauer vergeben....

48 000

bleiben

5 000 cbm

Position 3. Erdhinterfülluttg (an der Wasserseite der Sperrmauer). Oberhalb der seitlichen Überläufe auf eine Gesamtlänge von 73,00 m:

2,00.2,00

Fläche der Hinterfttllung

3,00 ^1,00    2 oo . 1,00 +

Au den Hängen:

Im Tal:

= 5,50 qm; J = 73,00.5,50 .    .

(60,00 + 90,00). 4,00

(41,00 + 31,00) -5,00.4,00

402 cbm

600

2,00 + 10,00

432

305,50 -

3 055    „

305,50 -

13,00 . (26,00 — 0,65)

.    = 50 339

165,00 . (31,00 + 41,00) - ¹

3 960    „

58 788 cbm 1 212 „

Zur Abrundung Summe Position 3    60 000 cbm

Position 4. Packlage auf der Erdhintcrfnllnng an der Wasserseite

der Sperrmauer.

. 14,00 + 305,50.14,00

Lotrechte Fläche 31,00 •

+ j - 41,00.14,00 = 4 781,00 qm Fläche in der Neigung 1:2 = 4781,00.2,236 .    .

Zur Abrundung

.    = 10 690 qm

310 „

Summe Position 4    11 000 qm

— 112

Position 5. Tonhiiiterfiilluilg (an der Wasserseite der Sperrmauer).

= 11 609 cbm

Im Tal 305,50 m Lange; Querschnitt 2,00.19,00 — 38 qm; . Inhalt 305,50.38    .........

An den Hängen:

rechts

19,00 + 2,00

• 2,00.31,00 .    .

651    „

links

19,00 + 2,00

• 2,00.41,00 .    .

861 „

450    „

(60,00 + 90,00). 3,00

13 571 cbm 429    „

Zur Abrundung Summe Position 5 14 000 cbm

Mel II. Mauerarbeiten.

Position 6. Bruchsteinmauerwerk.

(In dieser Position ist Bruchstein-, Beton- und Ziegelmauerwerk zusammengefaßt.) 1. Bruchsteinmauerwerk der Sperrmauer.

Tabelle zur Ermittelung der Querschnittflächen.

Fuge

Breite

Summe

Mittlere

Fläche

Gesamtfläche

Höhe

von oben

qm

qm

in

6,00

6,05

6,10

2,70

6,14

6,24

| 6,14|

6,57

6,91

7,14

7,58

7,91

8,25

10

8,58

11

9,21

12

9,85

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

27

28

29

30

31

10.50 11,16

11.83

12.51 13,20 13,91 14,61 15,35 16,09

16.84 17,60 18,37 19,15 19,94 20,75 21,56 22,39 23,23 24,12

12,05

12.15

12,28

12,81

13.48 14,05 14,72

15.49

16.16 16,83 17,79 19,06 20,35 21,66 22,99

24.34 25,71 27,11

28.52

29.96

31.44 32,93

34.44

35.97

37.52 39,09 40,69 42,31 43,95 45,62

47.35    . 49,14

6,025

6,075

6,140

6,405

6,740

7,025

7,360

7,745

8,080

8,415

8,895

9,530

10,175

10,830

11,495

12,170

12,855

13,550

14,260

14,980

15,720

16,465

17,220

17,985

18,760

19,545

20,345

21,155

21,975

22,810

23,675

24,570

6,03

12,10

18,24

24,64

31,39

3:8,41

45,77

58,51

61,60

70,01

78,90

88,44

98,61

109,44

120,93

133.10 145,95 159,50 173,76

188.74 204,46 220,92 238,14

256.11

274.87 294,41

314.75 335,90

357.87 380,68 404,35 428,93

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

27

28

29

30

31

32

Fuge

Breite

Summe

Mittlere

Fläche

Gesamtfläche j

Höhe bort oben

qm

qm

32

33

34

35

36

37

38

39

40

25,02

25,98

27,00

28,08

29,18

30,34

31,56

32,85

34,20

51,00

52,98

55,08

57,26

59,52

61,90

64,41

,67,05

25,500

26,490

27,540

28,630

29,760

30,950

32,205

33,525

454,42

480,92

508,45

537,09

566,84

597,80

630,00

663,52

CO iO CD GO 07) O COCOCOCOCOCOCOxh

Tabelle zur Ermittelung der Mauerwerkmasse aus den Querprofilen.

Profil

Fläche

Summe

Mittel

Abstand

Inhalt

qm

qm

qm

cbm

OH(MCO^»CCl>X050H(MCOr)<iCCDhXC:OH

T—I T—I 1—1 1—1 1—I T—I 1—1 1—1 1—1 1—I CO CI

18,10

30,04

39.40

46.40 73,80

154,46

269,10

339,60

494,74

576,32

680,79

680,79

656,72

679,12

532,92

267,70

181,50

130,30

84,44

43,20

31.40 18,10

48,14

69,44

85,80

120,20

228,26

423,56

608,70

834,34

1071,06

1257,11

1361,58

1337,51

1335,84

1212,04

800,62

449,20

311,80

214,74

127,64

74,60

49,50

24,07

34,72

42,90

60,10

114,13

211,78

304,35

417,17

535,53

628,55

680,79

668,75

667,92

606,02

400,31

224,60

155,90

107,37

63,82

37,30

24,75

10,00

10,00

23.50

31.50 32,00 24,00

6,00

11,50

4,50

9,00

39.50 116,00 150,00

15,00

26,00

16,00

16,00

26,00

41,00

11.50

20.50

241 347 1 008

5    657 26 891 77 575

100 188 9 090 10 408

3    594 2 494 2 792 2 617

429 507

Mauerwerk nach dem normalen Querschnitt 263 499 cbm

2. Erkerartige Vorbauten der Mauerkrone.

(Die Mauerwerkmasse wurde in der vorliegenden Massenberechnung nur bis

214.50    m ü. N. N. berechnet; die architektonischen Teile sind unberücksichtigt geblieben.) |2,70 + 10,00

12.50    + 15,00

• 2,08 +

10,00 + 12,50

• 1,47 J - 24,50.2

.    =1455 cbm

• 1,55.14,00.2

= 597 „

2,70 + 0,50

• 1,00.9.2

29 „

Mauerwerk der erkerartigen Vorbauten 2081 cbm

3. Schiebertürme.

(Die Schiebertürme sind zunächst voll berechnet, alsdann sind die Hohlräume

abgezogen.)

Für 1 Schieberturm:

Fundament (4,60.8,90 + | • 8,90.2,40). 6,80    .    .    .    .

Absatz ~ - (7,00.6,80 + 3,05.5,70 + * • 2,85².3,14). 1,10 .    .

Von Orb. 184,50 — 189,70:

- (3,30.5,70 + 12,70 + 30,10). 5,20 .........

375 cbm

43

rH CM

160

Von Orb. 189,70 — 214,50: 2,85².3,14.24,80    ....

632

1210 cbm

Hohlräume 5,00.3,14 . (2,15² + 2,05² + 1,95² + 1,852 + 1,75² + 1,65² )

3,70.3,10 + 3,10² - "'j'

3,14

. 4,70

= 342 cbm

45

Abzüge

387

823 cbm

Mauerwerk für 1 Schieberturm Für 4 Schiebertürme 4.823 — 3292 cbm

4. Einlaufstollen.

Für 1 Einlaufstollen:

20,40.3,30.4,50 — (4 •    • 3,14 . 1,50² + * 3,14.1,25² ). 4,50

— (4.3,00 + 2,50). 1,20.4,50    .........

• 3,14 . (1,85* — 1,25² ) -f 2.0,60 . 1,35

+ 2 • 2 - 1,80 . 0,3oJ . 16,70..........

• (0,50 + 0,80). 1,50.4,30 + [3,10.4,30

— Q. 1,85» . 3,14 + 1,25.3,70 + 2 • * -1,80.0,30j J . 0,80 Mundloch:

[ ~ • (4,60 + 3,40). 2,50 + 3,40 . l,2o] . 0,90.2.....

Mauerwerk für 1 Einlaufstollen

r-H CM

150 cbm

85

rH CM

25

266 cbm

Für 4 Einlaufstollen 4.266 — 1064 cbm

5. Schieberhäuser.

(Von den Schieberhäusern ist nur das Fundament berechnet.)

Fundament für 1 Schieberhaus: 8,10 + 1,70

• 7,50.9,00 —

8,10 + 5,10

• 2,45.5,80 = 237 cbm

Fundament für 4 Schieberhäuser 4.237    .    .

Mauer zwischen den Häusern 0,80.5,50.6,00.2

948 cbm

52

Mauerwerk der Schieberhäuser 1000 cbm

6. Schlitz an der Wasserseite der Mauer.

Mittlere Stärke 0,65 m;

Inhalt 1,50.0,65 . (640 + 8.4,50) .    .    .

659 cbm

7. Notauslässe.

Absturzsohle (14,00 4- 13,60) -

rH CM

CT

166 cbm

Schlitzausfüllung } • 12,00 - ¹ ■ 1,70.2,50 . . . . Wangenmauer (0,60 -f 2,65). • 9,00.12,00 . . . Aufgehendes Mauerwerk 4 • [o . 11,50 — 2 [(3,00.5,00

rH CM

Übertrag 166 cbm

175    „

CO CO

CM CO

+    . 5,00.0,60) + (5,00 . 0,80 +    • 5,00 . 0,75)]J • 1,00 .    .

Zwischenpfeiler 4,30.1,50.3,00.2    .........

[2 . (1,30.5,00 -

- | - 2,10 . 0,40

Zwischendecke 2 -1,50²

CO CO

. 5,00.0,60)

224    „

39    „

)1

• 3,00

Obere Decke 0,32.11,50 . (2.3,00 + 2,00) 2,70 + 10,00

58 „ 29 „

12,00.

- 2,08 + 4,91 + 3,68

10,00 + 16,00

. 3,63)

y

• 4,30)

— 10 . (4,91.2,33 -f

Treppe 1,40.1,00.2,00 + 3,00.0,20 .0,60 2,50.2,50.1,50    ......

= 426    „

CO &

Mauerkronenvorsprung (Wasserseite)12,00 -1,46 + 0,36

1,50 + 1,46

2 * • °'S0

• 2,00 + 2 - 0,36 .7,20

52 „

1190 cbm

Für beide Notauslässe 2.1190    — 2380 cbm

Mauerwerk für 1 Notauslaß

8. Sturzbett.

Fläche (plan.) 1290 + 1200 = 2490 qm ; auf 1 qm Fläche kommt an Mauerwerk: (5,50.2,70 — 1,40.4,50 —

CO: ro

. 4,50.0,50)

7,05

5,50

auf 2490 qm Fläche 2490 -

7,05

5,50

cbm;

5,50

— 3191 cbm

Anschluß an die Sperrmauer

238

5,50 ’

[4,50.1,30.3.60

CM ICO

. 4,50.0,50.3,20 + 2,70 (4,10 + 1,70) • — • 1,00] .    = 1042    „

Schlitz 2 . 2,70- ~ • 238

= 643    „

Wangenmauerwerk 313 lfd. m; Fläche

Inhalt 313.0,90.2,10    ....

2 Wehre 2.0,40.25    ....

0,60 + 1,20

• 2,10 qm;

CO CO

Mauerwerk des Sturzbetts 5488 cbm

9. Kaskaden.

Rechter Hang: 1. auf eine Länge von 55,00 m: Fläche 67,50 qm; mittlere Breite 10,50 m;

Inhalt 67,50.10,50    ...........

Schlitzausfüllung 0,60 -    - 2,00.55,00    .....

Wangenmauer 55,00 . (0,60 -)- 1,20) - ~ - 2,50.

2. auf eine Länge von 47,00 m: Fläche 88,70 qm; mittlere Breite 10,60 m;

Inhalt 88,70.10,60    ...........

Schlitzausfüllung 47,00 -    - (2,00 + 1,70) . 2,50 •

rH CM

709 cbm 33 „

124    „

rH CM

1—I CM

= 940    „

= 109    „

Wangenmauer (0,60 -f- 1,20) -    - 2,70.47,00

114    „

Linker Hang: 1. auf eine Lange von 82,00 m: Fläche 77,00 qm; mittlere Breite 10,50 m;

Inhalt 77,00.10,50 ...........

Schlitzausfüllung 82,OO. O,6O- * • 2,00.....

Wangenmauer 82,00.0,90.2,50    .......

Übertrag 2029 cbm

809

49

185    „

2. auf eine Länge von 54,00 m: Fläche 67,50 qm; mittlere Breite 10,60 in;

Inhalt 67,50 . >0,60...........

Schlitzausfüllung 54 - H (2,00 + 1,70). 2,50 -Wangenmauer 54.0,90.2,70    ........

716

r—I ! + 1

125

131

Mauerwerk der Kaskaden 4044 cbm

10. Mauerwerk der seitlichen Überfälle.

Sohle des Überlaufs:

Stärke 0,70 m; Länge bis Schnittkante Sperrmauer 48,00 m; 7,60 + 19,00

mittlere Breite

— 13,30 m;

Inhalt 0,70.13,30.48,00 + 17,40 . 19,00 •

• 0,70 .    .

563

Hintere Wangenmauer:

Länge 48,00 m; 0,60+ 1,80

Fi =

• 4,20

F₂ =

0,60 + 1,80

i. M. 10,62 qm;

• 4,65

Inhalt 48,00.10,62

510

Anschlußmauer an das Gelände: 1 /0,60 + 1,80

• 4,20 -f

0,60 + 1,00

• 2,50

. 6,00 . .

21

Seitliche Abschlußmauer: 0,80 + 0,95

0,95 + 1,80

• 1,20 +

Überfallgrundmauer vorne: 1,00 + 1,50    1,80 + 2,25

• 3,00

. 6,70    .    .

35

• (48,00 + 17,00 - 1,80)    .    .

160 „

Überfallbekrönnng

0,70 + 1,00

• 1,20.16.2,00

33

Pfeiler 21 Stück 21. (1,00.1,40.0,70 + 0,60.0,80.0,80)    .    . .

5,00.1,00 . 1,40 + 5,00.0,80.0,80    . . . .

Laufbrücke (48,00 + 17,00 —1,50). (0,20.0,90 + 0,10.0,10) .    .

27

10

12

Jnnenüberfälle: 15,40

r 15,1° +

— 2 . 1,00.1,00

0,50+1,00

^ ‘    2

[5,30 + 5,60

L 2

— 2.0,50.1,00

0,50 + 1,00 l'~ 2

6 Überfälle mit insgesamt ^    - 6

• 2,25 -

(15,10+ 15,20

oc IO

• 1,20.15,30

• 1,80 —

3-

Cvl CO

IO

• 1,00

• 0,85.4,40

• 4,00    . — 55 cbm

. = 28

Für den untersten Überfall 5,30 + 5,40

• 1,00

• 0,40.1,40j

• 1,20.5,40

83 cbm

•4,00 .    .    . = 17 cbm

Für den obersten Überfall

26 cbm

327

Mauerwerk für 1 seitlichen Überfall

1698 cbm

Für beide seitlichen Überfälle 2 . 1698    = 3396 cbm

11. Möhne- und Heveregulierung.

D-

CD

o o

O IC xsl T—I

er

er

53

dr

T—i

O CD

h-i

Ol O

o o

.    — 3600 cbm

.    = 1500    „

Mauerwerk der Mähne- und Heveregulierung 5100 cbm

414 cbm

12. Ziegelmauerwerk für den Äbsperrpfropfen im Entlastungsstollen (vergl. Pos. 9; 4)

13. Abzüge für Öffnungen im Mauerwerk. Überfallöffnungen. (Fläche plan.)

Für eine Öffnung:

11,20.3,00 +1 - 0,90.0,80.3,00 +• | • 0,30.3,00.0,70

+ (0,30 + 0,50). 4,50 = 39,06 cbm;

Anzahl der Öffnungen 88; Abzug 88.39,06    ....

Öffnungen für die seitlichen Überfälle:

(3.8,30 4- 3.6,30) . (4,50 . 1,85 + 4,50 . |. 1,80) .

3.1,50 + 1,50².3,14 •

.    = 3437 cbm

• = 601 „

Rohrstollen 4.23,00 • Stollen der Notauslässe: 16,80 •

(2,50.1,25 . + 1,252.3,14 . ~j

739    „

94 „

Abzüge 4871 cbm

Ziisaiilmenstellnng für Position 6.

263 499 cbm 2-081 „

414 „

1.    Mauerwerk nach dem normalen Querschnitt .    .    .

2.    Borbauten der Mauerkrone ........

3.    Schiebertürme ............

4.    Einlaufstollen.............

5.    Schieberhäuser.............

6.    Schlitz an der Wasserseite.........

7.    Notauslässe..............

8.    Sturzbett..............

9.    Kaskaden..............

10.    Seitliche Überfälle ...........

11.    Möhne vi. Heveregulierung.........

12.    Absperrpfropfen im Entlastungsstollen.....

292 417 cbm

13. Abzüge 4 871    „

287 546 cbm 2 454    „

Für Brücken rc. und zur Abrundung

Summe Position 6 290 000 cbm

Position 7. Manerwerk der Verblendung der Schiebertnrine, des Stnrzbettes und der Kaskade».

1. Mauerwerk der Verblendung. (Flächen plan.)

Profil 0—10 „ 10-12 „    12-13

„    13-21

Fläche der Verblendung 17 859 qm

1 095    „

Abzüge

Abzüge:

Für die Überfallöffnungen 349.2,10    .    .    = 733 qm

.    = 77

Übertrag 17 859 qm

„    „    Abdeckplatte 257.0,30    . . .

„    „    Durchflußöffnnngen der    seitlichen

Überfälle 33.4,65    ....

„    „    Notauslässe:

.    = 153    „

(3,70 .2,05 + ^ . 1,85-. 3,14). 4    = 53    „

„ den Einbau der Schiebertürme:

4.(4,50.2,65 +    . 2,25- . 3,14) .    =    79    „

rH cm

16 764 qm

Mittlere Stärke der Verblendung 0,70 m;

Inhalt 16 764.0,70    .......

Für Übermauerung an den Überläufen: 1,50 + 1,10

.    = 11 735 cbm

. 0,75+0,15.1,50 j

349

365

Mauerwerk der Verblendung 12 100 cbm

2. Bruchsteinmauerwerk der Schiebertürme.

Gesamtmauerwerk für einen Schieberturm (vergl. Pos. 6; 3)    .    .

Abzüge.

823 cbm

Für Ziegelmauerwerk bei Ord. 189,70 m ü. N. N.: 3 14

(5,70² — 5,2(?) . °>    . 23,90

0,70.0,25.5,20    ....

= 102 cbm

Verblendung in Ziegelmauerwerk:

3,30 + 3,05

2,85- - 2,60- 3,14

.....2 ' ⁵'²⁰ +

. 5,20.0,25.2    .    .

0,77-    0,90 + 0,50

IC

• 0,25

• (2.6,50 + 5,80) . =    9

= 121

0,77 . (6,80.8,90 + 2.3,80.8,90 + 2 • | • 8,90.2,40)

Ringe:

2,30 . 1,35 + 1,15- . 3,14 -^2,80.1,60 + 1,40- . 3,14 • j • 0,51

Gewölbe über dem kleinen Ziegelpfropfen: 'I⁴ • (1,75- - 1,15-) . 0,51

CO

H CM

tH <n

• 0,51

+ - (2,00- — 1,40-) . 0,51

Stück vom großen Ziegelpfropfen: 1,40 - ^5,00 . 2,90 +■ i - 2.60-. 3,14

. = 27

— ß. 1,00 . 3,00 . 5,00)    .

Beton in der Sohle: 3,70.3,10.1,00    .    .    .    .

Mauerwerk der Sohle: (5,40 + 3,80) - | . 5,30.4,30

-- 11

= 105    „

Abzüge 403 cbm

Mauerwerk für 1 Schieberturm 823 — 403 = 420 cbm Für 4 Schiebertürme 4.420 — 1680 cbm

.    = 976 cbm

Für 4 Schiebertürme 4.244

CO

3.    Mauerwerk der Wandungen für die Gebäude der Notauslässe

(vergl. Pos. 6; 7) 2380 — 232 (Gewölbemauerwerk) .    .    .

4.    Mauerwerk des Sturzbetts (vergl. Pos. 6; 8)    .    .    .

der Kaskaden (vergl. Pos. 6; 9).....

5.

. = 2148 cbm 5488    „

4044    „

Zusammenstellung für Position 7.

1.    Verblendung an der Wasserseite

2.    Schiebertürme .....

3.    Notauslässe ......

4.    Sturzbett.......

5.    Kaskaden.......

.    12100 cbm

. 1680 „

Für kleinere Mauerwerkteile und zur Abrundung .    .

25 460 cbm 540    „

Summe Position 7    26000 cbm

Position 8. Verblendungsmanerwerk ans Ziegelsteinen.

1. Schiebertürme (vergl. Pos. 7 ; 2):

102,00 + 1,00 + 19,00 + 9,00 + 121,00 - (3,30 . 1,85

+ 1,652 Z 14 .

- 0,77 — 244 cbm

2. Verblendung der seitlichen Überfälle (vergl. Pos. 14; 1) 2.39,00 —    78    „

Zur Abrundung Summe Position 8

1054 cbm 46    „

1100 cbm

Position 9. Ziegelmauerwerk der Stollenabmauerung.

1. Einlaufstollen.

1. Ring (vergl. Pos. 8):

3,30.1,85 + 1,652 Z 14 .

rH | CM

- 0,77.4    .    .

2. Ring + 3. Ring (vergs. Pos. 7;2)4.5,00    .    .

32 cbm

= 20 „

3.    „    1,05 .

(2,90 . 1,65 + 1,45- . 3,14 •    .

Für 1 Stollen 36 cbm Für 4 Stollen 4.36    — 144    „

2. „    1,05.(4,50.2,65 +

r—I : CM

• 2,25-. 3,14)    .    .    .    =21 „

r—I ¹ CM

3.    „    1,05 . (4,00.2,40 +

• 2,00- . 3,14) .    .    .    =17 „

4. „

rH CM

1,05.(3,50.2,15 +    - 1,75-. 3,14)    .    .    .    = 13 „

Für 1 Rohrstollen = 85 cbm

Für 4 Rohrstollen 4.85    = 340    „

3. Notauslaßstollen.

1. Ring 1,30 . (3,70.2,05 + 1,85-. 3,14 •

= 17 cbm

2.    „    1,05 .

3,30 . 1,85 + 1,65- . 3,14 •

= 11 „

4. Entlastungsstollen.

1. Ring 2.1,05 . (3,25.5,50 +

t-H Icm

• 2,752 Z 14)

Übertrag 536 cbm

62 cbm

2.    „    2.1,05 . (3,50.6,00 + -

rH cm

• 3,002    Z14)

74 „

3.    „    2. 1,05.(3,75. 6,50 +

CO! h-i

• 3,252 Z 14)

= 86 „

4.    „    2.1,50 . (4,00.7,00 +    • 3,50².3,14)

Vorbau vor dem Pfropfen:

1,75.6,30.4,60 — 2 . (1,75.3,20.1,70

+ 1,75 -    - 1,70.0,40) + 3,65.5,40.0,70

-+- 4,90.3,65.0,35 ..........

.    =142    „

CM CO

= rd. 50 „

Entlastungsstollen Summe Position 9

414    „

950 cbm

Position 10. Ziegelmanerwerk zur Untermauerung der Rohre.

10 10 co co t—r <0

o o LC 10

cT cT

• ^ CM rH

3 cbm 16 „

Summe Position 10 rd.

20 cbm

Position 11. Gewölbemanerwerk.

Einwölbung des Durchflusses für den seitlichen Überfall:

CM CO

• (2,40.5,80— 1,80.4,50) = 3,88 qm;

Länge 3.8,30 + 3.6,30 = 43,80 m;

Inhalt 43,80.3,88 ..........

= 170 cbm

Überfallbögen der Mauerkrone (Wasserseite): 349,00.0,70 . 1,10 — 88.3,00.0,70 . (0,45 +

CM CO

• 0,30

= 149    „

Überfallbögen der Mauerkrone (Luftseite): 3,00 + 4,10

- 0,35 -f 4,10 . 1,15—    3,00 . 0,90j . 0,80.88

= 182 „

Bögen am Ablauf der Notauslässe: 5,00.1,30 —

5,40 . 1,00.0,6 .2.8

O 00 LO

• 5,00.0,60j . 20,00.2

= 180 „ = 52    „

Stollen der Notauslässe:

-y (1,852— 1,252) Z 14 . (2.4,00 + 2.3,60)

Gewölberinge im Notauslaßstollen: 4.1,05 •    - (2,052— 1,452).3,14

= 44

ro i—' co i—¹

= 13,85 cbm

4.1,05-    - (2,252—1,652).3,14

4.1,30 • I ■ (2,452—1,852). 3,14    .    .

- 15,43    „

= 21,06 „

50 „

Summe rd.

Zu übertragen 827 cbm

Gewölbemanerwerk der Hauptrohrstollen:

Übertrag 827 cbm

.    = 285

4.21,00 - I ■ (2,102 — 1,502). 3,14 .

Gewölberinge daselbst:

4 . 1,05.3,14.(2,35² - 1,75²) • i

+ 4.1,05.3,14 . (2,60² ___ ₂,00²) • -1

+ 4 . 1,05.3,14 . (2,85² — 2,25²) • *

t-H O l

+ 4 . 1,40.3,14 . (3,102 — 2,502) •    .....

Gewölberinge am Einlauf (vergl. Position 7; 2) 4.3,00 .    .

Einwölbung der Einlaufstollen:

4 -    - 3,14 . (1,852 — 1,252) 16 70 ......

84

12 „

= 195    „

1403 cbm

47

1450 cbm

Für kleinere Einwölbungen und zur Abrundung

Summe Position 11

Position 12. Beton der Fundamentsohle und des Schlitzes an der Wasserseite.

1. Bangrubensohle (vergl. Pos. 2; 2):

Fläche 3658 + 4203 + 5850 + 2070 = 15 781 qm abzüglich Fläche für den Schlitz 640 -

320 „

Stärke des Betons i. M. 0,30 m; Inhalt 0,30.15 461    .    .    .    .

15 461 qm

— 4638 cbm

CO

5327 cbm 173    „

5500 cbm

2. Beton für den Schlitz an der Wasserseite:

Länge (640 — 4.6,80) — 612 in; Höhe 1,50 m;

Breite i. M. 0,70 m; Inhalt 612 . 1,50.0,70 .....

Für 4 Schiebertürme 4 . (4,30.2 + 6,80) . 0,50 . 1,50    .    .

Zur Abrundung Summe Position 12

Position 13. Beton für die Einlanfstollen, Rohrstollen rc.

1.    Einlaufstollen (vergl. Pos. 6; 4) 4.150........

2.    Beton in den Schiebertürmen (Sohle; vergl. Pos. 7; 2) 4.11

3.    Sohle der Rohrstollen 24,40.0,40.3,00.4    . .

4.    Sohle der Schieberhäuser 4.4,80.5,80.0,40 . .

5.    Rohrabstützung 4.5,00.........

6.    Sohle der Notauslaßstollen (2.4,20 + 2.3,80) . 2,50 . 0,20    .

7.    Beton der Mauerkrone an den Hängen:

Länge 221 m; Inhalt 221.4,50 • ^

0,20 + 0,05

----- 600 cbm

44

. = 116

44

20

.    = 124    „

956 cbm

Für die Verbreiterung auf der Mauerkrone und zur Abrundung

Sumnle Position 13

44

1000 cbm

Position 14. Beton für die seitlichen Überfälle und für die Einwölbnng der Überfälle auf der Mauerkrone.

1. Beton für die seitlichen Überfälle (bergt Pos. 6; 10):

Betonmauerwerk eines Überfalls .    .

.    .    1698 cbm

Abzug für Ziegelverblendung:

5,60 + 16,00

(2,25 + 2 . 1,20) -

• 6 . 0,12 = 36 cbm

6 . 1,00.2,00.0,12 + 6 . 1,20.2,00.0,12 = 3    „

Abzug für Betonkunststeine:

(6,60.0,80 + 6,00.0.60 + 48.0,60). 0,20

Abzüge 47    „

1651 cbm

Für beide Überfälle 2. 1651    .    .    .    .

2. Überfälle auf der Mauerkrone:

| 2 - (0,45 + 0,85). 4,50.3,00 • 4,50.3,00

Einwölbung

2 0,50 + 0,30

. 88

— 3302 cbm

455

Pfeiler 88 •

0,15 + 0,35

• 4,50

99

3856 cbm

Zur Abrundung Summe Position 14

44

3900 cbm

Position 15. Beton zur Eindecknng der Schieberhänser für die Notanslässe, Treppen rc.

=    49 cbm

(11,00.5,90 . 0,50 -

. 0,20.2,00.5.5,90). 2

= 104    „

(12,00 . 11 . 0,45 -    - 0,20.2,20.2,30 . 11,00) .2 .    .

Treppe im Schieberhaus 3,00.0,20.0,60.2    .    .    .    .

Treppe im Schieberhaus unten:

(2,45.0,50 + 3,80.0,35) . 0,90.4 .......

163 cbm

165 cbm

Zur Abrundung Summe Position 15

Position 16. Beton der Brücken.

Brücken zu den Schieberhäusern:

(0,90 . 6,00 —

co ro

- 6,00.0,60). 2,50.2 .    .

15 cbm

26

Möhnebrücke (10,00 . 1,40 —

I • 1,00 . 10,00). 3,50 .

Hevebrücke (10,00 . 1,30 —

iü| IO

. 1,00 . 10,00). 2,50 .    .

16

57 cbm

Für Auflager re. und zur Abrundung Summe Position 16

13

70 cbm

Position 17. Betonmauerwerk der Möhne- und Hevereguliernnq.

5100 cbm

Bergt. Pos. 6; 11

Position 18. Werksteine.

Abdeckplatten aus Werksteinen:

(640 — 349 — 16 — 51) = 224 lfd. rn an der Wasserseite;

Inhalt 224.0,30.0,70    ............

(640- 16 —51) = 573 lfd. m au der Luftseite;

Inhalt 573.0,35.0,35    .    ...........

Wölbsteine der Mauerkrone an der Wasserseite (vergl. Pos. 11) .    .

47 cbm

rH

CO o

266 cbm

Zur Abrundung Summe Position 18

270 cbm

Position 19. Abdeckung ans Betoiikuuststeinen.

Einläufe 4.0,15 . [2 . (1,20 + 2,80) + 4,30]    ......

Sturzbett 0,60.0,20.313    ............

Kaskaden (55,00 + 47,00 + 82,00 + 54,00). 0,60.0,20 .    .    .

Treppen 48.2,00.0,20 . 1,20    ...........

(62 + 60 + 13). 0,40.0,20 .........

Seitliche Übersatte (bergt. Pos. 14; 1).........

7 cbm

H M W Dv W CO CD GO

CT.

124 cbm

Zur Abrundung Summe Position 19

130 cbm

Position 20. Putzflächen.

1. Putzsläche an der Wasserseite unter der Verblendung:

(Bergt. Pos. 7; 1)..............

Zuschlag für den zahnartigen Eingriff:

16 764 qm

Für den qm Wandfläche 0,14 qm Putz; 16764.0,14 .    .

421,50 + 305,50

2 347 „

Putz auf der Verblendung

2.    Überlauf:

1.20    . (264 + 85) + 3,80.264

3.    Mauerkrone:

4,50 . (640 — 349)    .    .    .    .

4.    Schiebertürme:

23,90 . (5,70.3,14 + 5,20.3,14) (0,40 + 0,70). 5,70    ....

5.20    . [3,14 . (5,70 + 5,20) • -

. 22,60

8215 „

1422 „

1310 „

818 qm

CO I—¹

122 „

+ .2 • -g. (3,30 + 3,05)]......

₂ .[³'°At M° . (1,60 + 1,50)]

+ 3,14. (1,60 + 1,00). 3,40    .....

8,90 . (6,80 + 5,30) + 2.3,80.8,90.2

+ 0,80 . 8,90.2 +    - 8,90.2,40.4    .    .    = 314 „

52 „

GM ICO

Turmsohle innen 3,70.3,10 + [3,14.3,10 + (3,10 + 3,70). 2]. 4,70    , .

121 „

Für 1 Schieberturm 1433 qm Für 4 Schiebertürme 4.1433

5 732 „

Übertrag 35 790 qm

5. Innenwandung der Einlaufstollen:

(2,50 + 2.1,25 + 3,14.1,25). 16,70.4 = 149.4 .    .

6. Sohle der Rohrstollen:

3,00.24,20 + 5,00.5,80 = 102 qm Für 4 Rohrstollen 4.102    .    .    .    ,

Rinnen rd..........

596 „

408 qm 42 „

Summe 450 „

7. Ringe im Rohrstollen:

2,80.1,60 + y • 3,14.1,40-

+ 0,53 . (2,30 + 2.1,35 + 3,14.1,15 + 2,80 + 2.1,60 + 3,14.1,40)

+ 0,77 . (3,30 + 2.1,85 + 1,65.3,14) .    .

27 qm

3.14

4,00.2,40 + “'₂    • 2,00-

3 1

+ 4,50.2,65 + '

• 2,25-

+ 1,05 (3,50 + 2.2,15 + 3,14.1,75

+ 4,00 + 2.2,40 + 3,14.2,00)

+ 1,05 (4,50 + 2.2,65 + 3,14.2,25)

+ 1,40 (5,00 + 2.2,90 + 3,14.2,50)    .    .

109 „

Für 1 Rohrstollen 136 qrn Für 4 Rohrstollen 4.136

544 „

8. Sohle im Notauslaßstollen:

2.2,50.4,40 + 2.2,50.4,80    .    .

3,70 .10.2.........

Treppen etc.........

46 qm 74 „ 20 „

Summe 140 „

9. Ringe im Notauslaßstollen (zum Teil schon mitgerechnet): 4 • [3,30.1,85 +

+ 3,14 . 1,45) + 1,05 . (3,30 + 2 . 1,85 + 3,14.1,65)

+ 1,30 . (3,70 + 2 . 2,05 + 3,14 . 1,85) = 4.52 . .

3,14

IO

• 1,65* + 1,05 (2,90 + 2.1,65

208 „

10. Schlitz an der Wasserseite.'

883 „

Lange 640 m; Fläche 640 . (0,50 + 0,88)

11. Seitliche Überläufe:

4,25 + 2,50

4,25+4,70

•48,00 -f + 6,60.4,25 + 2,50.65,00

•6,00.2

446 qm

4,40 + 5,00

• 4,25 +

4,25 + 4,70

. 48,30

(l.0,90 + 2 •

1,00 + 0,50

• 1,20

+ 4,00 . 1,25+ 2 •

1,00 + 0,50

•1,20 .

200 „

Übertrag

646 qm

38 611 qm

(2.1,35 + 2,25) - ⁵'⁶⁰ '^—— - 6

6.1,00.2,00 .

2 . jA30 + 5,60

5,30 + 5,40

- 3 • | • 1,40.0,40]

2 s¹⁵'10 +16,40

15,10 + 15,20

“l 2

l - 0,85.4,40]

29,00 + 83,00 --2- ‘ ⁶ •

Bogenlaibung

• 1,80 + 1,80 . 5,60

■ 1,00 — 2 . 0,50 .

= 29 qm

i,o)

/

• 2,25+1,80.15,40

•1,00 — 2.1,00.1,00

= 83 qm

14,60 + 33,20

• 6.4,00    .    .

• =321    „

12

= 336    ..

. = 574    „

Sohle

4,40 + 15,80

• 46,90 + 2 • 15,80.15,50 . = 596    „

Seitenwand-Überfall: 1,85 + 2,35

• (5.4,10 + 1,70 + 12,50)    .    .

73 „

3,00.32 .    .    .

Pfeiler:

32.(1,00.0,20 4

0,70+0,90

= 96    „

• 0,80+ 2"-1,20.0,40) = 35    „

12 . [1,20 . 1,00 + (0,70 + 0,90) •    . 0,80]    .    .

rH Cd

22 „

21 . [(0,70 . 0,20 4- 0,50 . 0,80) . 2 + 0,20 . 0,70] . = 26    „

2,20.5,00 + 4,60.6,00

......= 34    „

Für 1 Überlauf 2771 qm Für beide Überläufe 2.2771

5542    „

12. Ringe int Entlastungsstollen:

= 30 qm

70 „

. = 82 „

= 95    „

387 qm

Auf beiden Seiten 2.387

774    „

44 927 qm 73 „

Position 21. Auszusagende Flächen des Manerwerks.

1. Luftseite der Sperrmauer:

Profil

Länge

Summe

Mittel

Abstand

Fläche

qm

- ^ ^ ^ °l t ^    ^ I> ^    ® 00 ^ O OC io io io

CC io CO N io CO N + o - ^ H    + 0C¹ 2 CC CO r-T

5,1

8,8

11,9

14,4

23,6

39,3

50,9

62,3

75,3

82,2

83,4

83,1

83,1

81,3

67,4

49,2

35,4

22,8

12,3

7,0

5,0

2,55

4,40

5,95

7,20

11,80

19.65 25,45 31,15

37.65 41,10

41.70 41,55 41,55

40.65

33.70 24,60

17.70 11,40

6,15

3,50

2,50

10,0

25,5

10,0

23,5

31,5

32,0

24,0

6,0

11,5

4,5

9,0

39,5

116,0

150,0

15,0

26,0

16,0

16,0

26,0

41,0

11,5

20,5

44,0

139.8

226.8

377.6

471.6

152.7

358.2

169.4 369,9

1647,2

4819,8

6232,5

609.8

876.2 393,6

283.2

296.4

252.2

40,3

51,3

17 838 qm

1971    „

2. Innenwände der Überfallöffnungen: Fläche planimetriert: für 1 Wand 11,20 qm; 88.11,20.2 ...........

3. Erkervorbauten: 2,70 + 10,00

• 2,08 +

10,00 + 12,50

• 1,47

•4 — 119 qm

12,50 + 15,0

• 1,55.4

85 „

• 1,00.4

2,70 + 0,50

Summe

210 „

253    „

6. Rohrstollen: 1,50.2.21,10.4    .

co

7. Notauslaßstollen: (4,80 + 4,40). 1,25.2.2

8. Wasserseite der Sperrmauer (vergl. Pos. 20; 1): 16764 — 8215    .............

162 „

5. Einlaufstollen — Mundloch: 3,40 + 4,60

• 2,50 + 3,40 . 1,20 + 3,40.0,90.2.4 + 2,50.1,50.4 .    .

4.4-

265    „

29 294 qm 706 „

Position 22. Pflaster auf der Mauerkrone.

Länge (640 - 16 — 51) = 573 lfd. m;

Breite 4,50 m; Fläche 4,50.573    .........

= 2 579 qm

Zur Abrundung Summe Position 22

21 „

2600 qm

Position 23. Pflaster zwischen und vor den Schieberhänsern.

6,00.8,00.2 + 4,40 . (24,00 — 2.5,00). 2 + 4,40².3,14 -^.2.2 = 96 + 123 + 61    .............=

280 qm

Position 24. Pflaster an de» Einläufen.

Fläche Tb. 2.600

.    = 1200 qm

Position 25. Asphalt.

Turmvorbau 4,75.2.2.3,40 + 2.12,00.4,50    .....

Notauslässe 2 . 11,00.5,60 + 1,30 . 11,00.2 = 123 + 29 .    .

Summe Position 25

173 qm 152 „

325 qm

Position 26. Sammelrohre zur Entwässerung der Rohrstollen.

75,00 + 80,00 + 80,00 + 85,00

= 320 lfd. m

Position 27a. Sammelrohre der Drainage.

Rohre von 100 mm l. W. in der Mauermitte.....

. 1300 lfd. m

Position 27 b. Sammelrohre der Drainage.

Rohre von 150 mm l. W. an der Sohle der Sperrmauer .    .    1300 lfd. m

Position 28. Drainagerohre.

Sohlendrainage

350.6,35

2,60

855 Ifb. m

Zwischendrainage

350.2,60

2,60 • • • •

Hauptdrainage, Höhe i, M. — 28,50 m;

.    ^ f 350.28,50

im Tal —

350 „ „

1,30

7 673 „ „

an den Hängen 0 28,50 + 4,50    115

28,50 + 7,50    75

i—I

= 1038 „ „

1,30

= 1 460 „ „

Zur Abrundung Summe Position 28

11376 lfd. m 124 „ „

11500 lfd. in

Titel III. Kisenaröeiten.

Position 29. Verzinkte Eisenkonstrnktio».

a) Verzinkte Eisenkonstruktion in den Schiebertürmen:

2 . (3,60 + 3,40 + 3,20 + 3,00 + 2,80 + 2,60) .    = 37,20 lfd. m

L Eisen N. P. 20 = 37,20.25,20

2.2.6.2,00........

L Eisen N. P. 16 = 48,00.18,80

= 937 kg

= 48,00 „ „

= 902,,

2 347 kg 253 „ 2 600 kg

Für 4 Schiebertürme 4.2600 — 10400 kg

Träger zur Unterstützung der Einsteigklappe, Laschen, Winkel etc. .

Für 1 Schieberturm

Riffelblech 8 mm stark; Gewicht pro qm ca. 52 kg:

Podest im Schieberturm:

5 7fl²

'1    3,14 — 2.0,40.0,40 .....

• (1,10.3,60 + 1,00.3,40 + 0,90.3,20

.    — rd. 25,20 qm

CM ICO

+ 0,80.3,00 + 0,70.2,80 + 0,60.2,60)    .    . = 10,80 „

36,00 qm

36,00 qm zu 52 kg

= 1872 kg 28 „

1 900 kg

Für 4 Schiebertürme 4.1900 — 7 600 kg

Nieten und Kleineisenzeug

Für 1 Schieberturm

Steigeleitern ans I—Eisen 100/65/11 und O Eisen 25 mm Durchmesser: 5.6,50 +7 . 5,60 + 1 . 6,00 + 1.5,00 .    .    .    = 82,00 lfd. m

!_ Eisen 100 65/11 = 82. 13,20 6.21. 0,55 + 20.0,35    ....

OEisen 25 mm Durchmesser = 80,30.3,83

= 80,30 „ „

- 1082 kg

308 „

1390 kg

HO „

1 500 kg

Für 4 Schiebertürme 4.1500 = 6000 kg

Winkel, Schrauben etc.

Für 1 Schieberturm

Für Geländer auf den Podesten rd

200 kg

Verzinkte Eisenkonstrnktion der Schiebertürme: 10 400 + 7 600 + 6 000 + 200    .....

= 24200 kg

b) Verzinkte Eisenkonstruktion der Schieberhäuser:

1 Träger (unterstützt) 7,50 m lang:

sEisen N. P. 24 = 7,50.33,70    .........

5.1,80 + 1.2,60 + 2. 1,40 + 2.2,30 + 1.4,20 = 23,20 lfd. m s Eisen N. P. 20 = 23,20.25,20    ........

253 kg

585 „

Winkel, Laschen etc. Für 1 Schieberhaus Für 4 Schieberhäuser 4.950

838 kg

112 „

950 kg = 3800 kg

Riffelblech 8 mm stark; Gewicht pro qm ca. 52 kg: Für 4 Schieberhäuser 4 . (6,00.7,30 — 2.1,402 — 0,90.2,70 — 2,20 . 1,20)

Gewicht 139,20.52    ....

= 139,20 qm

Nieten, Verschnitt etc.

= 7 238 kg 162 „

2.3,80

5.2,0

s ©tfen N. P. 24 = 7,60.33,70

s($ifen N. P. 20 = 10,00.25,20

Übertrag 1839 kg

7,60 lfd. m

256 „

= 10,00 „ „

252 „

7400 kg

Verzinkte Eisenkviistruktion der Schieberhänser 3800 -f- 7400    .    . = 11200 kg

c) Riffelblechabdeckung der Rinne im Rohrstollen:

Riffelblech 8 mm stark; Gewicht pro qm ca. 52 kg:

52 [(17,80 + 0,70). 0,50 + 2.0,70 . 1,00] = 52 . 10,65 = 554 kg

Für 4 Rohrstollen 4.554 = rd. 2250 kg

d) Verzinkte Elsenkonstruktion der Einlaufrechen, bestehend aus L Eisen 80/120/12 und ^ Eisen 20:

3.3,00 = 9 lfd. m i_ 80/120/12 = 9 . 17,60    .

40.3,80 = 152 2.3 Ü Eisen N.

er

m <) Eisen 20 = 152.3,12 .    .

5 = 6. 15,90    ........

GO

kg

Verbindungsteile etc.

lO CO

Für 1 Rechen 750 kg

Für 4 Rechen 4 . 750 — 3000 kg

e) Verzinkte Eisenkonstruktion im Schieberschacht des Entlastungsstollens:

= 14,40 lfd. m

Podest 1.    5,20.2 + 2,00.2    .......

L eisen N. P. 20 + 33,60.25,20 „    4 — 6.    3. (4.1,00 + 4.1,20 + 4.1,40+1,25) = 46,95 „ „

Ü Eisen N. P. 16 = 46,95 . 18,80 ........

„    7.2.4,60 + 2,00    .....

s Eisen N. P. 20 = 11,20.25,20 „    7. 1,25 + 4.1,00 + 4.1,20 + 4. 1,40    . = 15,65 „ „

II Eisen N. P. 16 = 15,65 . 18,80 ........

„    7.    3,30 m H Eisen N. P. 20 + 1,70 lfd. m s Eisen

N. P. 16................

= 12,00 „ „

= 11,60,, „

= 33,60 „ „

= 11,20,, „

Winkel, Laschen etc.

Riffelblech 8 mm stark; Gewicht pro qm ca. 52 kg:

3,90 + 3,70

2,80^ . 3,14 — 6.0,40.0,40 + 2,70* . 3,14 —

• 1,00.2

= 485 kg

474 „

302 „

358 „

292 „

326 „

847 „

883 „

282 „

294 „

115 „

4658 kg 142 „ 4800 kg

— 6.0,40.0,40 + 2,602.3,14 — 6.0,40.0,40 3,80 + 3,60

• 1,00.2 + (2,502 , Z,i4 _ 6.0,40.0,40

3,70 + 3,50

• 1,00.2). 4 + 1,70.0,80 = 97,80 qm

Gewicht 97,80.52

Nieten, Schrauben etc.

= 5 086 kg 114 „

5200 kg

Steigeleitern:

5,00 + 5 . 6,00 + 3,00 + 4,70 = 42,70 lfd. m (42,70 + 37,70) l_ Eisen 65/100/11 = 80,40.13,30 .    .

37,70.4 = rd. 150 Sprossen zu 3,83 :0,55 kg ...    .

Einfaches Geländer ca. 40 lfd. m zu IS kg.....

.    =    1069    kg

.    =    316    „

-    =    720    „

Berbindungsteile

2105 kg »5 „ 2 200 kg

Verzinkte Eisenkonstruktion im Schieberschacht des Entlastungsstollens: 4800 + 5200 + 2200

.    = 12200 kg

Zusammenstellung für Position 29.

Verzinkte Eisenkonstruktion.

a.    Schiebertürme.......

b.    Schieberhäuser.......

c.    Rohrstollen........

d.    Einlaufrechen .......

e.    Schieberschacht des Entlastungsstollens

.    .    24 200 kg

. . 11200 „

.    .    2 250 „

3 000 „

. . 12 200 „

52 850 kg 150 „

Anker etc. und zur Abrundung

Summe Position 29    53000 kg

Position 30. Unverzinkte Eisenkonstruktion.

Träger im Gebäude für den Notauslaß.

Überwölbung der Kaskade:

4 . (3,50 + 2,50 + 3,50) = 4.9,50 = 38,00 lfd. m I Eisen N. P. 22 = 31,00.38,00 .    .

Decke des Schieberhauses:

4.5,40 = 21,60 lfd. in J Eisen N. P. 30 = 21,60.54,10 Absteifungen, Unterlagsplatten etc.......

.    = 1178 kg

= 1169 „ 153 „

2 500 kg

Für 2 Gebäude des Notauslasses 2.2500    — 5 000 kg

ca. 60 lfd. m einfaches Geländer in den Schieberhänsern einschl.

Verbindungsteile; 60 . 18

= rd. 1000 ,,

6000 kg

Summe Position 30

Position 31. Schmiedeeiserne, asphaltierte Einlaufstücke von 35 cm Bautänge, von 1400 mm auf 1600 mm l. W. sich erweiternd,

3 int Entlastungsstollen, 4 in den Einlaufstollen, insgesamt

Position 32. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenrohre von 4,55 m Bautänge und 1400 mm l. W.............

Position 33. Desgl. von 5,10 in Baulänge.........

Position 34. Schmiedeeisernes, asphaltiertes Ftanschenbogenstück von

1400 mm l. W. und 4,90 m Baulänge (Radius 50 m) ...    1 Stück

.    . 7 Stück

3 Stück 2 Stück

Position 35. Gußeiserne Normalrohrschieber von 1400 mm Durchgangsweite, einschl. Windwerk und 31,50 m Gestänge irrt Schieberschacht des Entlastungsstollens

Position 36. Gußeiserne Norntalrohrschieber daselbst von 1400 mm Durchgangsweite, einschl. Windwerk und 28 m Gestänge

Position 37. Flachschieber aus Gußeisen daselbst; 1600/1400 mm; einschl.

Windwerk und 34,00 m Gestänge...........

Position 38. Flachschieber aus Gußeisen daselbst; 1600/1400 mm; einschl.

Windwerk und 30,50 m Gestänge...........

Position 39. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenpaßstücke von 1400 mm l. W. und 2,20 m Baulänge.............

Position 40. Gußeiserne Norntalrohrschieber in den Schiebertürmen

von 1400 mm I. W., einschl. Windwerk und 29,00 m Gestänge 4 Stück

Position 41. Gußeiserne Flachschieber daselbst; 1600/1400 mm; einschl.

Wtndwerk und 29,00 m Gestänge...........

Position 42. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenrohre von 4,90 rn Baulänge und 1400 mm l. W., mit Dichtungsringen .    .

Position 43. Desgl. von 4,00 m Baulänge und 1400 mm l. W., ohne Dichtungsringe, 4.4,00.6    .    .

Position 44. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschen ^-Stücke, 1400 mm l. W.....................

. 2 Stück

.    . 1 Stück

2 Stück

1 Stück

4 Stück

4 Stück

.    . 4 Stück

= 96 lfd. m

4 Stück

Position 45. Gußeiserne Normalrohrschieber, 1400 mm Durchgangsweite; einschl. Windwerk .    .    ..........

Position 46 Dükerartige Formstücke aus Schmiedeeisen, 1400 mm l. W.,

7,70 m Baulänge................

Position 47. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenpaßstücke, 1400 mm

l. W., 2,50 m Baulänge..............

Position 48. Gußeiserne Flachschieber 1400/1600 mm l. W., einschl. Einlaufstücke, Windwerk und Gestänge von 2X6,50 bezw. 2 X <5,00 m Länge ....................

Position 49. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenrohre von 1400 mm

l. W. und 3,45 m Baulänge, mit aufgeschweißten Dichtungsringen 4 Stück Position 50. Schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenpaßstücke von

1400 mm l. W. und 3,50 m Baulänge.........

Position 51. Desgl. von 3,90 m Baulänge.........

Position 52. Rohrschieber von kurzer Baulänge, 1400 mm Durchgangsweite ; einschl. Windwerk .............

Position 53. Dükerartige Formstücke aus Schmiedeeisen, 7,05 m Baulänge 2 Stück Position 54. Desgl. von 8,80 m Baulänge .    .

Position 55. Gußeiserne Rohrstücke, 150 mm l. W.:

4.23 . (1,25 + 0,75) •    .......

. 8 Stück

4 Stück

4 Stück

4 Stück

2 Stück 2 Stück

4 Stück

2 Stück

tH CO

= 92 lfd. m

Position 56. Gußeiserne Rohrstücke von 150 mm l. W.; 35 . 1,40 = 50 Ifb. m

%itct IV. Architektonische Ausbildung der Mauer.

Position 57. Hallenbauten auf der Mauerkrone, Brüstung daselbst, Aufbauten und Überdachung der Schieberhäuser und Schiebertürme.

Met V.

Wege- und Wanierungsaröeiten an der Sperrmauer.

Position 58. Wege vor der Sperrmauer........

Position 59. Planierung vor der Sperrmauer......

ca. 750 lfd. m ca. 8000 qm

Essen, im Juli 1908.

Link,

Regierungsbaumeister et. D.

Kjörhott,

Ingenieur.

.D .»

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Kostenanschlag znm zweiten Teil der Bauallsführung.

Herstellung der Sperrmauer.

Pos.

Anzahl

Gegen st and

Einzel

preis

Betrag

jt

JL

Titel I.

Erd- und Felsarbeite».*)

37 000 5 000 60 000 11 000 14 000

cbm Erdaushub......,.......

cbm Felsaushub ...    .........

cbm Erdhinterfüllung der Mauer an der Wasserseite

qm Packlage der Anschüttung.........

cbm Tonhinterfüllung an der Wasserseite der Sperrmauer

O O O io o

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cvT

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81 400 20 000 78 000 8 250 28 000

Summe Titel I: Erd- und Felsarbeiten

*) Der größte Teil des Erd- und Felsaushnbs ist mit dem ersten Teil der Bauarbeiten vergeben worden und hier nicht mit aufgeführt.

215 650

Met II.

CD

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CD

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CX1

CO

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00

Mauerarbeiten.

290 000    cbm Bruchsteinmauerwerk in Zementtraßmörtel V² Z-,

l¹/² K., 2 V² Tr., 6 S. ..........

26 000 cbm Verblendungsmauerwerk aus Bruchsteinen in Zementtraßmörtel 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S. (Zulage) .... 1 100 cbm Verblendungsmauerwerk aus Ziegelsteinen in Zement-traßmörtel 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S. (Zulage) .... 950 cbm Stollenabmauerung aus Ziegelsteinen in Zementtraßmörtel 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S. (Zulage).....

20 cbm Untermauerung der Rohre aus Ziegelsteinen in Zementtraßmörtel 1 Z., 1 K., 2 Tr, 6 S. (Zulage)

1 450 cbm Gewölbemauerwerk in Zementtraßmörtel 1 Z., l/² K.,

V/4 Tr., 4 S. (Zulage)..........

5 500 cbm Beton der Fundamentsohle rc. von der Zusammen-setzung 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S., 9 Kleinschlag (Zulage) 1 000    ebrn Beton derSohle der Einlaufstollen rc. von der Zusammen

setzung 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S., 10 Kleinschlag (Zulage) 3 900 cbm Beton der seitlichen Überfälle von der Zusammen-setzung 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S., 10 Kleinschlag (Zulage) 165 cbm Beton für die Decken der Notauslässe von der Zusammensetzung 1 Z., V² Tr., 4 S., 6 Kleinschlag (Zulage) 70 cbm Beton mit Eiseneinlage für die Brücken über die Möhne und Heve und zu den Schieberhäusern; Zusammensetzung wie vor (Zulage).......

5 100 cbm Beton der Möhne- und Heveregulierung von der Zusammensetzung 1 Z., 1 K., 2 Tr., 6 S., 12 Kleinschlag (Zulage).............

270 cbm Werksteine in Zementtraßmörtel 1 Z., V² Tr., 3 S. (Zulage!...............

17,50

3,80

14,00

13,00

10,00

7,50

7,00

7,00

11,00

13,00

75,00

7,00

120

5 075 000

98 800

15 400

12 350

200

10 875

38 500

7 000

42 900

2 145

5 250

35 700

32 400

Zu übertragen

5 376 520

Pos. Anzahl

Gegenstand

Einzel

preis

Betrag

JL

jl

CD

130

IC

45 000

LC

30 000

IC

2 600

280

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1 200

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325

320

1 300 1 300 11 500

Übertrag

cbm Abdeckung aus Betonkunststeinen in Zementtraßmörtel

1    Sv V® Tr , 4 S. (Zulage).........

qm Putzfläche in 25 mm Stärke aus Zementtraßmörtel

2Z., 1K., 2r/2 Tr., 6S..........

qm auszufugende Fläche in Zementtraßmörtel 1 Z., 1 K.,

2    Tr., 6S............. .    .

qm Pflaster auf der Mauerkrone aus Platinen in Zement-

traßmörtel 1 Z., Tr., 4 S. (Zulage zum Bruchsteinmauerwerk) ..............

qm Pflaster vor den Schieberhäusern aus Kopfsteinen in Zementtraßmörtel 1 Z., V2 Tr., 4¹/? S. (Zulage) qm Pflaster an den Einläufen aus Bruchsteinen in Zementtraßmörtel 1 Z., 1/2 Tr., 4¹/,2 S. (keine Zulage)

qm Asphalt auf der Mauerkrone . '.......

lfd. m Sammelrohre zur Entwässerung des Stollens lfd. m Sammelrohre der Drainage von 100 mm l. W. lfd. m Sammelrohre der Drainage von 150 mm l. W. lfd. m Drainrohre t>ou 60 mm l. W.......

5 376 520

10,00

1 300

3,50

1,50

6,00

5,00

8,00

7,00

3,50

2,50

3,50

1,00

157 500

45 000

15 600

1 400

9 600

2    275 1 120

3    250

4    550 11 500

Summe Titel II: Marlerarbeiten

5 629 615

fites III.

07 O t—I (M CO CO

53 000 6 000

77

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Eisenarbeiten.

kg verzinkte Eisenkonstruktion.........

kg unverzinkte Eisenkonstruktion........

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Einlaufstücke, 1400/1600

mm l. W., 0,35 m lang..........

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenrohre mit aufgeschweißten Dichtungsringen, 1400 mm l. W., 20 mm Blechstärke und 4,55 m Baulänge ....

Stück wie vor von 5,10 m Baulänge......

Bogenstück aus Schmiedeeisen, wie vor, von 4,90 m Baulänge, Radius 50 m...........

Stück gußeiserne Normalrohrschieber, 1400 mm Durchgangsweite, 31,5 m Gestänge, einschl. Windwerk

Stück wie vor mit 28 m Gestänge.......

Stück gußeiserne Flachschieber 1400/1600 mm, 34,0 m

Gestänge, einschl. Windwerk.........

Stück wie vor mit 30,5 m Gestänge.......

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenpaßstücke, 1400 mm l. W., 2,20 m Baulänge und 20 mm Blechstärke Stück gußeiserne Normalrohrschieber, 1400 mm Durchgangsweite, 29 m Gestänge, einschl. Windwerk .    .    .

Stück gußeiserne Flachschieber 1400/1600 mm, 29,0 m

Gestänge, einschl. Windwerk.........

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenrohre mit aufgeschweißten Dichtungsringen, 1400 rnm l. W., 20 mm Blechstärke und 4,90 in Baulänge .... lfd. m schmiedeiserne, asphaltierte Flanschenrohre in Stücken von 4,0 m Baulänge und 10 mm Blechstärke .    .    .

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschen _l_ Stücke von 1400 mm l. W., 3,0 m Baulänge und 10 mm Blechstärke. Das Abzweigstück ist 40 cm lang.....

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2400

2700

2600

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5400

3600

3500

1150

5400

3500

2550

200

800

23 850 2 100

1 260

7 200 5 400

2 600

11 000 5 400

7 200 3 500

4 600

21 600

14 000

10 200

19 200

3 200

Zu übertragen

142 310

Pos. Anzahl

Gegen st a n b

Einzel

preis

Betrag

jt

jt

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co oo

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CO

Ol Ol CO

CO

CO

Ol ot Ol Ü1 ^

Übertrag

Stück gußeiserne Normalrohrschieber, 1400 mm Durchgangsweite, einschl. Windwerk........

Stück dükerartige, schmiedeeiserne, asphaltierte Formstücke von 1400 mm l. W., 10 mm Blechstärke und 7,70 m

Baulänge...............

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Paßstücke mit einseitigem Flansch von 1400 mm l. W., 10 mm Blech-

stärke und 2,50 m Baulänge........

Stück gußeiserne Flachschieber für die Notauslässe .    .

Stück schmiedeeiserne, asphaltierte Flanschenrohre von 1400 mm l. W., 20 mm Blechstärke und 3,45 m Baulänge mit aufgeschweißten Dichtungsringen .    .    .

Stück schmiedeeiserne Flanschenpaßstücke von 1400 mm l. W., 10 mm Blechstärke und 3,50 m Baulänge ....

Stück desgl. von 3,90 m Baulänge.......

Stück gußeiserne Rohrschieber von verkürzter Baulänge,

1400 mm Durchgangsweite.........

Stück dükerartige, schmiedeeiserne, asphaltierte Formstücke von 7,05 m Baulänge, 1400 mm l. W. und 10 mm

Blechstärke..............

Stück desgl. von 8,80 m Baulänge    .....

lfd. m gußeiserne Rohrstücke von 150 mm l. W. . . lfd. m gußeiserne Rohrstücke von 150 mm l. W. ..    .

Summe Titel III: Eisenarbeiten

142 310

4800

1800

500

2500

1800

800

850

3500

1900

2300

10,00

10,00

38 400

7 200

2 000 10 000

7 200

1 600 1 700

14 000

3    800

4    600

920

500

234 230

Wtel IV.

Ol

Architektonische Ausbildung der Mauer.

Hallenbauten auf der Mauerkrone, Brüstungen, Aufbauten und Ueberdachung der Schiebertürme und Schieberhäuser, zum Nachweis...........

Summe Titel IV: Architektonische Ausbildung

100 000

100 000

Mel V.

OI Ol CO 00

ca.750Ifb.rn ca. 8000 qm

Wege- und Ausgleichungsarbeiten vor der Sperrmauer.

Fußwege vor der Mauer..........

Ausgleichung des Geländes vor der Mauer und zur Abrundung

Summe Titel V: Wege- und Ausgleichungsarbeiten

rd. 10 000 10 505

20 505

ZnsammenKeMlilg.

215 650 Jt.

Titel I. Erd- und Felsarbeiten Titel II. Mauerarbeiten .    .

Titel III. Eisenarbeiten.

Titel IV. Architektonische Ausbildung der Mauer Titel V. Wege- und Ausgleichungsarbeiten vor der

Sperrmauer.........

Summe Herstellung der Sperrmauer 6200000 Jt.

.    .    5 629 615 „

.    .    234 230 „

100 000 „

20505 „

Essen, im Juli 1908.

-Link,

Regierungsbaumeister a. D.

Kjiirhott,

Ingenieur.

¹

Durchfluß der seitlichen Überfälle:

²

(8,30 + 6,30). 1,85.6    ......

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