Geologisch-felsmechanische Grundlagen der Gebirgslösung im

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Geologisch-felsmechanische Grundlagen
der Gebirgslösung im Tunnelbau
Habilitationsschrift
Kurosch Thuro
Atlas Copco Boomer L3
Bohrwagen
Nichtelektrische Zündung
Wirth Modell
Tunnelbohrmaschine
Paurat E242
Teilschnittmaschine
Münchner Geol. Hefte
B 18
XIV + 160 S., 162 Abb., 25 Tab.
München 2002
Münchner Geologische Hefte
Reihe B: Angewandte Geologie
Reihe B: Heft 18
Geologisch-felsmechanische Grundlagen
der Gebirgslösung im Tunnelbau
Kurosch Thuro
Münchner Geol. Hefte
B 18
XIV + 160 S., 162 Abb., 25 Tab.
München 2002
II
K. Thuro: Geologisch-felsmechanische Grundlagen der Gebirgslösung im Tunnelbau
Diese Arbeit wurde als Habilitationsschrift am 22. 8. 2001 bei der Technischen Universität München eingereicht und durch die Fakultät für Chemie am 5. 7. 2002 angenommen.
Die Mitglieder der Habilitationskommission der Technischen Universität
München waren:
Prof. Dr. R. Nießner
Prof. Dr. W. Nitsch (Vorsitz)
Prof. Dr. G. Spaun
Prof. Dr.-Ing. N. Vogt
Adresse des Autors:
Die Gutachter der Habilitation waren:
Prof. Dr.-Ing. P. Egger (EPFL Lausanne)
Prof. G. Reik, Ph.D. (TU Clausthal)
Prof. Dr. G. Spaun (TU München)
Prof. Dr. E. Tentschert (TU Wien)
Prof. Dr.-Ing. N. Vogt (TU München)
Kurosch Thuro
Dipl.-Geologe, Dr. rer. nat.
Professur für Ingenieurgeologie
Eidgenössische Technische Hochschule Zürich
ETH Hönggerberg
CH-8093 Zürich
Privat:
Neubruchstr. 64 c
CH-8406 Winterthur
kurosch@thuro.org
www.rockfrag.org
thuro@erdw.ethz.ch
www.geology.ethz.ch/eg/
Herausgeber
Prof. Dr. G. Spaun
Prof. Dr. Dr. h.c. H. Miller, Prof. Dr. S. Wohnlich
Redaktion
M. Nickmann, Dr. R. J. Plinninger
Dr. T. R. Rüde
Lehrstuhl für Allgemeine, Angewandte und
Department für Geo- und Umweltwissenschaften
Ingenieur-Geologie
Technische Universität München
Ludwig-Maximilians-Universität München
Arcisstr. 21
Luisenstraße 37
D-80290 München
D-80333 München
Tel.: +49 89 289 - 25851, Fax - 25852
Tel.: +49 89 2180 - 6568, Fax - 6594
http://www.geo.tum.de
http://www.hydrogeologie.uni-muenchen.de
geologie@geo.tum.de
stefan.wohnlich@iaag.geo.uni-muenchen.de
Ohne ausdrückliche Genehmigung des Autors ist es nicht gestattet, das Werk oder Teile daraus nachzudrucken oder auf fotomechanischem oder elektronischem Wege zu vervielfältigen.
Für den Inhalt sind die Autoren allein verantwortlich.
Herstellung: Ingenieurgeologie (Digitaldruck) & Reprozentrale (Umschlag, Bindung), ETH Zürich
ISSN 1430 - 5674
Zusammenfassung
III
Gebirgslösung im Tunnelbau
Bei den geotechnischen Voruntersuchungen zu großen Tunnelprojekten steht üblicherweise die Vorhersage der Stabilität
des auszubrechenden Hohlraums im Vordergrund. Probleme
der Gebirgslösung – also der Bohr-, Spreng-, Fräs- oder
Schneidbarkeit – fristen demgegenüber eher ein Schattendasein.
In vorliegender Arbeit werden die technischen Grundlagen
für drei wichtige Tunnelvortriebsarten in Festgesteinen –
Bohr- und Sprengvortrieb, Vortrieb mit Teilschnittmaschinen
und Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen (Vollschnittmaschinen) – beschrieben und die erfassbaren Leistungsparameter
(Bohr-, Fräs- und Schneidgeschwindigkeit sowie Sprengstoffverbrauch) und Verschleißparameter (Bohrkronenstandzeit,
Rundschaftmeißelverbrauch sowie Diskenrollweg) vorgestellt.
Bei der sog. „Basis-Gebirgslösbarkeit“ werden die felsmechanischen und petrographischen Kennwerte, insbesondere die
spezifische Zerstörungsarbeit, die einaxiale Druckfestigkeit
und der äquivalente Quarzgehalt, auf ihre Korrelation mit
diesen technischen Parametern hin untersucht. Die wichtigsten
geologischen Faktoren, welche sowohl steuernd als auch
limitierend für Vortriebsleistung und Werkzeugverschleiß
wirken, werden aufgeführt und schließlich ihre Einflüsse auf
die Prozesse bei der Gebirgslösung beschrieben. Für einige –
jedoch längst nicht alle – Faktoren lassen sich Leitparameter
definieren, mit denen auch eine Quantifizierung möglich ist.
Die Auswirkungen des Trennflächengefüges und dessen Orientierung (Anisotropie) bilden einen Schwerpunkt der Arbeit.
Die vielfältigen Wechselwirkungen geologischer Faktoren
werden häufig erst bei der Ausführung von Bauprojekten
augenscheinlich. Deswegen müssen die eigentlich komplexen
geologischen Faktoren – der Einfluss der Verwitterung &
hydrothermalen Alteration (Zersetzung), die Auswirkungen
hoher Primärspannungen, die Behinderung durch veränderlich
feste Gesteine und die Beeinflussung durch die Inhomogenität
des Gebirges – in ausgesuchten Fallbeispielen deutlich gemacht werden.
Abschließend kann festgestellt werden, dass Voruntersuchungen zur Gebirgslösung heutzutage einen wertvollen Beitrag zur Risikominderung bei der Bauausführung liefern können. Vorschläge für ein Untersuchungsprogramm, das auf die
Gebirgslösung abgestimmt ist, werden gemacht und Probleme
einer Prognose diskutiert.
Excavatability in Tunnelling (Abstract)
Determining tunnel stability is a key issue during preliminary
site investigation. In contrast, problems of excavatability have
been largely ignored. While the choice of an economic tunnelling method is admittedly a clear priority in the planning
stage, special investigations focussing on rock fragmentation
(e.g. drilling or cutting performance, rock mass blastability or
tool wear) are rarely carried out. This thesis explores possibilities to quantify key parameters for rock mass excavatability in drilling, blasting and cutting by TBMs and roadheaders.
What is Excavatability?
Excavatability is a term used in underground construction to
describe the influence of a number of parameters on the drilling, blasting or cutting rate (excavation performance) and the
tool wear of a drilling rig, roadheader or TBM (wear or usage
criterion). The interaction of the main factors involved is
illustrated in Fig. 1. These terms are used in underground as
well as in surface construction. In this thesis, only the aspects
relating to tunnelling are discussed.
In the first interaction, the excavation performance is influenced by the machine parameters of the chosen tunnelling
rig – the installed power, the type of drilling rig or cutter head
and the rock cutting tools mounted. Apart from technical
parameters, the geological parameters may especially influence the cutting performance and tool wear. The specific
characteristics of intact rock and rock mass material may be at
Fig. 1: Conceptual overview of the three main parameters influencing excavatability.
least partly put into figures with the help of mechanical rock
properties. But rock mass conditions also highly depend on the
geological history, weathering conditions, hydrothermal decomposition and the structure of discontinuities.
The last important factor influencing rock excavation performance is the working process itself. Firstly, smooth operation and permanent maintenance of the tunnelling rig contributes to a successful cutting performance. Secondly, a high
penetration rate at the tunnel face does not automatically lead
to a high performance of the tunnel heading (Thuro and Spaun
1996a). Therefore, it is a matter of understanding the entire
excavation system before applying expertise to the investigation of excavation performance.
Excavation Techniques
For further discussion some elementary terms of underground
excavation techniques must be explaned. The term “drillability” is used in the context of drill and blast tunnelling when
drifting blastholes for explosives and rock bolting for support
with diameters ranging from 32 to 100 mm. To study drillability, two key parameters have proved to be most valuable
(Thuro 1997): the (net) drilling rate in meters per minute (i.e.
the drilling performance, derived from the time of drilling one
single borehole); and the bit life span in meters per drilling bit
that can be drilled in a homogeneous tunnel section. Since
wear occurs in six basic forms, generally in accord with rock
mass conditions, some qualitative aspects of tool wear can be
distinguished by analysis of worn-out drilling bits (Plinninger
2002).
The term “blastability” is only used in the context of drill
and blast tunnelling and the consumption of explosives. Quality aspects of blasting and/or control of material fragmentation
were not included. As a property relating to blastability, the
specific consumption of explosives was recorded in the crown
heading along homogeneous rock mass sections. The specific
explosives consumed can be derived from the total consumption of explosives in one blow divided through the volume
blasted. As a statistical value, the specific consumption of
explosives only shows the amount of explosives needed to
blast a certain rock mass volume. Since the blasting engineer
has to estimate this amount according to rock mass conditons
(quality of rock, discontinuity spacing etc.), experience shows
that there is quite a variation in the used quantity and therfore
in the values of specific explosives consumed.
The term “cuttability” is used both when excavating with
roadheaders or with TBMs. In principle, the term is also valid
for similar techniques using trench and dredge cutting (Deketh
1995, Verhoef 1997) and road pavement shaping. Analogous
to drillability, two key parameters are invoked to describe
roadheader cuttability (Thuro and Plinninger 1998, 1999a, b).
In roadheader excavation the cutting performance is measured
as the excavated rock volume in cubic meters per working
hour, and the bit wear is determined by the number of wornout bits that have to be changed after cutting a cubic meter of
rock (specific bit consumption). Since roadheader bit wear
occurs in seven basic forms, relating to rock mass conditions,
IV
some qualitative aspects of tool wear can be distinguished by
analysis of used bits (Plinninger 2002).
During TBM boring, the cutting performance is measured
in this study as the specific penetration (penetration divided by
thrust) in a rock material as opposed to of the excavated rock
volume in cubic meters per working hour (Thuro and Brodbeck 1998). This allows for comparison to be made between
different TBM types (eg. diameters, cutter geometry, power)
in different rock materials (Gehring 1997). Cutter wear is
taken as the spooling distance of a disc cutter in kilometers or
the consumption of disc cutters per cubic meter of excavated
rock material (specific disk cutter consumption). Since the
possible spooling distance of a disc cutter is reasonably high,
the resolution with respect to geological and petrographical
variations is quite poor and not applicable to rock mass characterization.
Zusammenfassung
the economics of an underground construction project, especially when the chosen excavation system turns out to be
unsuitable for the conditions encountered. Thus it can be
argued that the geological and petrological characteristics of
the rock mass should be evaluated with the same degree of
effort as that for the geotechnical prognosis. Furthermore,
mechanical parameters are of limited value, if the rock mass is
composed of anisotropic and inhomogenious material. Inhomogeneity and anisotropy obviously play a key role during the
process of rock fragmantation. In the last part of this thesis,
these aspects are worked out in six case studies.
Basic Excavatability – Mechanical rock properties
For the investigation of excavatability there has to be distinguished the basic excavatability controlled by the intact rock
and the general excavatability controlled by the rock mass
properties. In other words, the general rock mass excavatability also takes into account the discontinuity pattern and characteristics, and water seepage/flow. If the rock mass is homogeneous and isotropic, rock properties could be directly correlated with excavation performance and petrographic properties (e.g. equivalent quartz content, Thuro 1997) or index
properties (e.g. rock abrasivity index, Plinninger 2002) with
tool wear.
In earlier papers the suitability of different rock properties
for correlation with drilling rates have been discussed in detail
(Thuro 1997, Thuro and Spaun 1996). Also when applying
these techniques to other excavation processes, the best correlations were encountered using destruction work (strain energy, Thuro and Spaun 1996 b). From the physical point of
view, the integral of the stress-strain-curve is a measure of
energy (or work) related to the deformation volume. Because
this is the work required for destruction of the rock sample,
the newly defined rock property has been determined as “specific destruction work Wd [kJ/m2]” (in short: destruction
work), which is also referred to as strain energy. As a product
of both stress and strain, destruction work represents the work
of shape altering of the rock sample including the post failure
region.
Fig. 2 shows the correlation between destruction work and
cutting performance in roadheader excavation with R2 = 89%
(square of correlation coefficient). In contrast, the significance
of the correlation with unconfined compressive strength (Fig.
3) is not as good (R2 = 62%). Also a good correlation is found
with TBM performance, when specific penetration rate is
plotted against destruction work (Fig. 4, R2 = 87%). To obtain
better correlations, only TBM pulls in those tunnel sections
were included where fracturing by joints was low and orientation of foliation was constant. In drill and blast tunnelling a
fair correlation was also encountered for the specific consumption of explosives (Fig. 5) with destruction work. It is
important to evaluate only homogeneous tunnel sections and
explosives with comparable detonation characteristics (energy,
velocity) and comparable blasting conditions (here: wedge cut,
face profile & volume).
In summary, mechanical rock properties, especially destruction work, can be used as a good measure for excavation
performance and therefore provide useful information when
carrying out site investigations in regard to excavatability. The
limitation is that the prerequisites, homogeneous and isotropic
rock mass sections without changing geological structures are
only very rarely encountered.
Although rock mechanical properties play a key role,
geological parameters are rarely fully included in most projects. In some cases, the influence of geological features on
rock fragmentation can be much higher than varying rock
properties. Geological difficulties can have a high impact on
Fig. 2. Cutting performance, correlated with destruction work (Slates
and quartzites, Sewage tunnel Zeulenroda).
Fig. 3. Cutting performance, correlated with compressive strength
(Slates and quartzites, Sewage tunnel Zeulenroda).
Fig. 4. Specific penetration, correlated with destruction work (Phyllites & carbonate schists, Schönberg tunnel, Schwarzach).
Fig. 5. Specific consumption of explosives, correlated with compressive strength (31 case studies from 8 tunnel projects). Standard deviation as error margins.
Inhaltsverzeichnis
Inhaltsverzeichnis
Zusammenfassung ....................................................................................................................................III
Inhaltsverzeichnis .......................................................................................................................................V
Abbildungsverzeichnis .......................................................................................................................... VIII
Tabellenverzeichnis .................................................................................................................................XII
Danksagungen........................................................................................................................................ XIII
1 Leistungskriterien bei der Gebirgslösung ............................................................................................1
1.1 Der Begriff Gebirgslösung.............................................................................................................1
1.2 Ausbruchsystem .............................................................................................................................2
1.3 Behandelte Arten der Gebirgslösung .............................................................................................4
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung.........................................................................................5
2.1 Bohren – Bohr- und Sprengvortrieb...............................................................................................5
2.1.1 Bohrgeräte ..............................................................................................................................5
2.1.2 Bohrverfahren.........................................................................................................................6
2.1.3 Bohrkronen.............................................................................................................................8
2.1.4 Bohrvorgang.........................................................................................................................12
2.1.5 Messgrößen zur Erfassung der Bohrbarkeit .........................................................................13
2.1.5.1 Ermittlung der Bohrgeschwindigkeit............................................................................13
2.1.5.2 Ermittlung der Standzeit der Bohrkronen.....................................................................14
2.1.5.3 Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Bohrkronen...........................15
2.1.6 Klassifikation der Bohrbarkeit .............................................................................................18
2.2 Sprengen – Bohr- und Sprengvortrieb .........................................................................................20
2.2.1 Sprengstoffe .........................................................................................................................20
2.2.2 Zündmittel ............................................................................................................................21
2.2.3 Sprengverfahren unter Tage .................................................................................................21
2.2.4 Zerstörungsvorgang im Gebirge...........................................................................................23
2.2.5 Messgrößen zur Erfassung der Sprengbarkeit ......................................................................25
2.2.6 Klassifikation der Sprengbarkeit ..........................................................................................25
2.3 Fräsen – Vortrieb mit Teilschnittmaschinen ................................................................................26
2.3.1 Geräte ...................................................................................................................................26
2.3.2 Ausbruchsverfahren..............................................................................................................28
2.3.3 Rundschaftmeißel.................................................................................................................30
2.3.4 Fräsvorgang ..........................................................................................................................32
2.3.5 Messgrößen zur Erfassung der Fräsbarkeit ..........................................................................34
2.3.5.1 Erfassung der Fräsleistung............................................................................................34
2.3.5.2 Ermittlung des spezifischen Meißelverbrauchs ............................................................35
2.3.5.3 Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Rundschaftmeißel .................35
2.3.6 Klassifikation der Fräsbarkeit ..............................................................................................39
2.4 Schneiden – Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen.........................................................................40
2.4.1 Typen von Tunnelbohrmaschinen ........................................................................................40
2.4.2 Ausbruchsverfahren..............................................................................................................42
2.4.3 Rollen- bzw. Diskenmeißel ..................................................................................................43
2.4.4 Penetration eines Diskenmeißels..........................................................................................44
2.4.5 Messgrößen zur Erfassung der Schneidbarkeit ....................................................................45
2.4.5.1 Ermittlung der spezifischen Penetration und der Schneidgeschwindigkeit ..................45
2.4.5.2 Quantitativer Verschleiß – Ermittlung des Rollwegs ...................................................46
2.4.5.3 Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Disken...................................47
V
VI
Inhaltsverzeichnis
2.4.6 Klassifikation der Schneidbarkeit.........................................................................................50
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung .............................................................................................51
3.1 Quantifizierbare Faktoren von Gestein und Gebirge ...................................................................51
3.2 Basis-Gebirgslösbarkeit – felsmechanische und petrographische Parameter ..............................53
3.2.1 Felsmechanische Parameter zur Korrelation mit der Löseleistung ......................................54
3.2.1.1 Bohrgeschwindigkeit beim Bohr- und Sprengvortrieb .................................................55
3.2.1.2 Sprengstoffverbrauch beim Bohr- und Sprengvortrieb ................................................57
3.2.1.3 Fräsgeschwindigkeit beim Vortrieb mit einer Teilschnittmaschine .............................58
3.2.1.4 Spezifische Penetration beim Vortrieb mit einer Tunnelbohrmaschine .......................60
3.2.2 Mineralogisch-petrographische Parameter zur Korrelation mit den Verschleißparametern 61
3.2.2.1 Methode des äquivalenten Quarzanteils .......................................................................61
3.2.2.2 CERCHAR-Verschleißtest (CAI) nach PLINNINGER (2002)...........................................63
3.2.2.3 Verschleiß von Bohrkronen..........................................................................................67
3.2.2.4 Verschleiß von Rundschaftmeißeln ..............................................................................68
3.2.2.5 Verschleiß von Diskenmeißeln.....................................................................................69
3.3 Geologische Faktoren ..................................................................................................................70
3.3.1 Welchen Einfluss haben die geologische Faktoren auf die Gebirgslösung? ........................70
3.3.2 Diskontinuitäten – Der Einfluss des Trennflächengefüges ..................................................72
3.3.2.1 Einfluss auf die Bohrgeschwindigkeit und den spezifischen Sprengstoffverbrauch ....73
3.3.2.2 Einfluss auf die Fräsleistung.........................................................................................74
3.3.2.3 Einfluss auf die Schneidleistung...................................................................................75
3.3.3 Anisotropie – Einfluss der Schieferung................................................................................76
3.3.3.1 Einfluss auf die Bohrgeschwindigkeit und den spezifischen Sprengstoffverbrauch ....76
3.3.3.2 Einfluss auf die Fräsleistung.........................................................................................83
3.3.3.3 Einfluss auf die Schneidleistung...................................................................................84
4 Fallbeispiele...........................................................................................................................................85
4.1 Übersicht der als Fallbeispiele behandelten Projekte...................................................................85
4.2 Bohr- und Sprengvortrieb unter hohen Primärspannungsverhältnissen:
Nathpa-Jhakri Hydroelectric Project, Indien................................................................................86
4.2.1 Projektübersicht....................................................................................................................86
4.2.2 Schadenereignisse über Tage ...............................................................................................87
4.2.3 Stabilitätsprobleme unter Tage.............................................................................................89
4.2.4 Numerische Modellierung....................................................................................................93
4.2.5 Bohrbarkeit...........................................................................................................................95
4.2.6 Resumée ...............................................................................................................................96
4.3 Verwitterung und hydrothermale Alteration von Graniten:
Tunnel Königshainer Berge, Sachsen ..........................................................................................97
4.3.1 Projektübersicht....................................................................................................................97
4.3.2 Hydrothermale Alteration der Granite..................................................................................98
4.3.3 Verwitterungsgrade im Gebirge .........................................................................................100
4.3.4 Resumée .............................................................................................................................106
4.4 Harte Komponenten in weicher Matrix: Altenbergtunnel, Idar-Oberstein ................................107
4.4.1 Projektbeschreibung und geologische Verhältnisse ...........................................................107
4.4.2 Wahl einer wirtschaftlichen Vortriebsmethode..................................................................108
4.4.3 Einfluss der Verwitterung auf den Bohr- und Sprengvortrieb ...........................................111
4.5 Härtlingslagen in Sandsteinen: Meisterntunnel, Bad Wildbad ..................................................114
4.5.1 Projektbeschreibung und geologische Verhältnisse ...........................................................114
4.5.2 Einflüsse auf die Wahl des Vortriebsverfahrens ................................................................116
4.5.3 Einfluss auf den Bohr- und Sprengvortrieb........................................................................118
Inhaltsverzeichnis
4.5.4 Verschleißcharakteristik von Fanglomeraten und Sandsteinen..........................................120
4.5.5 Einfluss der Porosität vor dem Hintergrund von vier Tunnelprojekten .............................121
4.5.6 Resumée .............................................................................................................................123
4.6 Veränderlich feste Gesteine und harte Gesteinslagen:
TSM-Vortriebe beim Nürnberger U-Bahnbau ...........................................................................124
4.6.1 Das Vortriebskonzept Teilschnittmaschine........................................................................125
4.6.2 Problem 1: Hoher Werkzeugverschleiß..............................................................................126
4.6.3 Problem 2: Lösen und Schuttern der veränderlich festen Ton-Schluffsteine .....................127
4.6.4 Resumée .............................................................................................................................130
4.7 TBM-Vortrieb in schwach metamorphen Gesteinen:
Erkundungsstollen zum Schönbergtunnel, Schwarzach.............................................................131
4.7.1 Auswertung der TBM-Vortriebsdaten................................................................................131
4.7.2 Quantitativer Verschleiß – Ermittlung des Rollwegs .........................................................137
4.7.3 Auswirkungen des Gebirges auf die Schnittgeschwindigkeit ............................................139
4.7.4 Resumée .............................................................................................................................141
5 Schlussbetrachtungen ........................................................................................................................142
5.1 Welche Schlüsse sind aus den Fallstudien zu ziehen? ...............................................................142
5.2 Hinweise zu Voruntersuchungen ...............................................................................................143
5.3 Möglichkeit einer Prognose der Gebirgslösbarkeit....................................................................145
6 Literatur..............................................................................................................................................148
7 Anhang: Auswertung & Statistik......................................................................................................156
7.1 Vorgehensweise .........................................................................................................................156
7.2 Statistische Auswertung .............................................................................................................156
7.3 Tabelle der verwendeten Tunnelprojekte in Kurzform ..............................................................160
VII
VIII
Abbildungsverzeichnis
Abbildungsverzeichnis
Abb. 1:
Abb. 2:
Abb. 3:
Abb. 4:
Abb. 5:
Abb. 6:
Abb. 7:
Abb. 8:
Abb. 9:
Abb. 10:
Abb. 11:
Abb. 12:
Abb. 13:
Abb. 14:
Abb. 15:
Abb. 16:
Abb. 17:
Abb. 18:
Abb. 19:
Abb. 20:
Abb. 21:
Abb. 22:
Abb. 23:
Abb. 24:
Abb. 25:
Abb. 26:
Abb. 27:
Abb. 28:
Abb. 29:
Abb. 30:
Abb. 31:
Abb. 32:
Abb. 33:
Abb. 34:
Abb. 35:
Abb. 36:
Abb. 37:
Abb. 38:
Abb. 39:
Abb. 40:
Konzeptuelle Übersicht der drei Haupteinflussbereiche der „Gebirgslösung“ .............................................. 1
Arbeitsablauf beim Ausbruch mit einer Teilschnittmaschine ........................................................................ 2
Schematische Darstellung von Fahr- und Werkzeugen im Tunnelbau .......................................................... 3
Übersicht der behandelten Arten der Gebirgslösung. Bohren – Sprengen – TSM – TBM ............................ 4
Bohrwagen Atlas-Copco Rocket Boomer XL3C mit drei Bohrlafetten und einer Arbeitsplattform .............. 5
Schematische Illustration des hydraulischen Drehschlagbohrens .................................................................. 6
Dreiarmiger Bohrwagen Atlas Copco Rocket Boomer 353 ES beim Abbohren einer Ortsbrust in Granit .... 7
Links: Bedienstand und Sicht des Operators. Rechts: Lafette mit Bohrhammer ........................................... 7
Wichtige Komponenten des Bohrausrüstung zur Herstellung von Sprengbohrlöchern ................................. 8
Verschiedene Bohrkronentypen im Untertagebau ......................................................................................... 9
Bohrkronen mit Rückschneide ....................................................................................................................... 9
Variationsmöglichkeiten bei der Auslegung von Bohrkronen für das Bohren von Sprenglöchern ............. 10
Formen von Hartmetallstiften in Bohrkronen und ihre Eignung in verschiedenen Gesteinen ..................... 11
Runde (links) und konische Stifte (rechts) von Bohrkronen ........................................................................ 11
Bohrgeschwindigkeiten in Abhängigkeit des Bohrkronentyps .................................................................... 11
Konzeptuelle Illustration des physikalischen Bohrvorgangs beim Drehschlagbohren ................................ 12
Verschleißtypen. Verschleißcharakteristik von Schaftbohrkronen .............................................................. 16
Beispiel für eine Verschleißcharakteristik von verbrauchten Bohrkronen ................................................... 16
Verschleißtypen von Stiftbohrkronen .......................................................................................................... 18
Leistungsklassen von Schlagbohrhämmern ................................................................................................. 19
Klassifikationsdiagramm einiger Gesteine für die 20 kW-Leistungsklasse von Bohrhämmern .................. 19
Keileinbruch mit senkrechter Anordnung des Keils .................................................................................... 22
Sprengwirkung: Zerstörungsmechanismus in einem homogenen Material ohne freie Oberflächen ............ 23
Sprengwirkung in einem homogenen, isotropen Material ........................................................................... 24
Gegenseitige Unterstützung der Schüsse beim Millisekundenschießen ....................................................... 24
Typische, im Tunnelbau eingesetzte schwere Teilschnittmaschine Typ Paurat E 242 ................................ 27
Prinzip des progressiven und degressiven Schneidvorgangs bei der Gebirgslösung ................................... 28
Beispielhafte Schemazeichnungen zum Fräsvorgang beim Einsatz einer Teilschnittmaschine ................... 28
Querschneidkopf einer 300 kW Teilschnittmaschine . ................................................................................. 29
Längsschneidkopf einer 300 kW Teilschnittmaschine ................................................................................. 29
Typische Bauformen von Radialmeißeln und Rundschaftmeißeln im Überblick ........................................ 30
Variationsmöglichkeiten bei der Auslegung von Rundschaftmeißeln ......................................................... 31
Schematische Zeichnungen zum Ablauf des Zerspanungsvorgangs unter einem Rundschaftmeißel .......... 32
Schematische Darstellung und Beschreibung der Lösungsvorgänge „Kratzen“, „Spanen“ und „Reißen“ .. 33
Verschleißtypen von Rundschaftmeißeln ..................................................................................................... 36
Verschleißtypen. Verschleißcharakteristik von Teilschnittmaschinen-Rundschaftmeißeln ........................ 37
Beispiel für eine Verschleißcharakteristik von verbrauchten TSM-Rundschaftmeißeln ............................. 37
Klassifikationsdiagramm einiger Gesteine für die 300 kW-Leistungsklasse von Teilschnittmaschinen ..... 39
Prinzipieller Aufbau einer offenen TBM ohne Schild ................................................................................. 41
Bild eines Modells (ca. 1: 20) einer offenen TBM (ohne Schild) der Firma Wirth. ..................................... 41
Abb. 41:
Links: Bohrkopf einer TBM (Atlas Copco MARK 12 CF ∅ 3,60 m)
Rechts: Schnitt durch den Bohrkopf mit den Spurabständen der Diskenmeißel .......................................... 42
Bohrkopf einer TBM (Modell 1: 20 der Firma Wirth) ................................................................................. 42
Schematische Darstellung zur Beschreibung des Lösevorgangs beim Schneiden bzw. Abrollen eines
Diskenmeißels einer TBM ........................................................................................................................... 43
Links: 17“ und 19,3“ Diskenmeißel mit Dachkantschneiden in jeweiligem Gehäuse
Rechts: Warzenmeißel mit in einen Werkzeugträger eingelassenen Hartmetallstiften ................................ 43
Modell des Zerspanungsvorgangs unter einem Rollenmeißel ...................................................................... 44
Abb. 42:
Abb. 43:
Abb. 44:
Abb. 45:
Abbildungsverzeichnis
Abb. 46:
Abb. 47:
Abb. 48:
Abb. 49:
Abb. 50:
Abb. 51:
Abb. 52:
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Abb. 54:
Abb. 55:
Abb. 56:
Abb. 57:
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Abb. 59:
Abb. 60:
Abb. 61:
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Abb. 64:
Abb. 65:
Abb. 66:
Abb. 67:
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Abb. 70:
Abb. 71:
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Abb. 73:
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Abb. 75:
Abb. 76:
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Abb. 80:
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Abb. 82:
Abb. 83:
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Abb. 85:
Abb. 86:
Abb. 87:
Abb. 88:
IX
Schnitt durch den Bohrkopf einer TBM mit den Spurabständen der Diskenmeißel .................................... 46
Verschleißtypen. Verschleißcharakteristik von TBM-Diskenmeißeln ......................................................... 48
Charakteristische Verschleißbilder von Schneidringen an Kaliber und Ortsbrust des Bohrkopfes ............. 48
Links: Abgefahrener Diskenmeißel mit keilförmig ausgebildeter Schneide
Rechts: Ausgetauschte, gebrauchte Diskenmeißel mit flacher Schneide ..................................................... 48
Klassifikationsdiagramm für die Schneidbarkeit von TBMs ....................................................................... 50
Spannungs-Verformungs-Kurven eines spröden und eines zähen Prüfkörpers ........................................... 54
Bohrgeschwindigkeit, aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit ................................................................. 55
Bohrgeschwindigkeit, aufgetragen gegen die einaxiale Druckfestigkeit ..................................................... 55
Bohrgeschwindigkeit, aufgetragen gegen die Spaltzugfestigkeit, das Verhältnis von Druck- zur
Zugfestigkeit („Zähigkeit“), den Elastizitätsmodul und die Trockenrohdichte ............................................ 56
Spezifischer Sprengstoffverbrauch aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit ............................................. 57
Fräsleistung, aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit................................................................................. 58
Fräsleistung, aufgetragen gegen die einaxiale Druckfestigkeit .................................................................... 58
Fräsleistungsdiagramm einer 300 kW-Teilschnittmaschine ........................................................................ 59
Fräsleistungsdiagramm einer 132 kW-Teilschnittmaschine ........................................................................ 59
Spezifische Penetration aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit ............................................................... 60
Schleifhärte nach ROSIWAL (Mittelwerte), aufgetragen gegen die Ritzhärte nach MOHS ....................... 63
Testgerät zur Ermittlung des CAI – Abrasivitätsindex ................................................................................ 63
Abhängigkeit des CAI von der Länge der Prüfstrecke ................................................................................. 64
Abhängigkeit des CAI von der Oberflächenbeschaffenheit ......................................................................... 65
Gegenüberstellung der Untersuchungsergebnisse zur Abhängigkeit des CAI vom Äqu. Quarzgehalt ........ 65
CAI, aufgetragen gegen das Produkt aus Verformungsmodul und Äquivalentem Quarzgehalt .................. 66
Zusammenstellung typischer CAI für einige häufige Gesteine und Gesteinsgruppen ................................. 66
Standzeit der Bohrkronen, aufgetragen gegen den äquivalenten Quarzanteil .............................................. 67
Einteilung des Verschleißes nach dem äquivalenten Quarzanteil für die Gesteine des „Hauptastes“
und für Sandsteine......................................................................................................................................... 68
Verschleißdiagramm einer 300 kW Teilschnittmaschine in Abhängigkeit der einaxialen
Druckfestigkeit mit Isolinien für den Quarzgehalt ....................................................................................... 69
Mittlere Diskenstandzeit (Meißelringstanddauer, Diskenstandlänge) in Abhängigkeit der einaxialen
Druckfestigkeit und des Cerchar-Abrasivitätsindex CAI ............................................................................. 69
Bohrgeschwindigkeit beim Bohr- und Sprengvortrieb, aufgetragen gegen den Trennflächenabstand ........ 73
Spezifischer Sprengstoffverbrauch beim Bohr- und Sprengvortrieb, aufgetragen gegen den Kluftabstand 73
Fräsleistung beim Vortrieb mit Teilschnittmaschinen, aufgetragen gegen den Kluftabstand ...................... 75
Spezifische Penetration beim TBM-Vortrieb, aufgetragen gegen den Kluftabstand ................................... 75
Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit und der Zerstörungsarbeit von der Einfallsrichtung .............. 77
Abhängigkeit der Spaltzugfestigkeit von der Einfallsrichtung und der Bohrgeschwindigkeit von der
Bohrrichtung ................................................................................................................................................ 77
Konzeptuelles Modell des Bohrvorgangs bei unterschiedlicher Orientierung der Schieferung ................... 78
Konzeptuelles Modell für den Zerstörungsmechanismus unterhalb der Bohrkronenstifte in
anisotropem, geschiefertem Gestein ............................................................................................................ 79
Bohrgeschwindigkeit und Spaltzugfestigkeit, jeweils gegen den Winkel zwischen Schieferung und
Belastungs- bzw. Bohrrichtung aufgetragen ................................................................................................ 80
Abhängigkeit des spezifischen Sprengstoffverbrauchs von der Orientierung der Sprenglöcher ................. 81
Abweichung der Kranzlöcher, Michaelstunnel, Baden-Baden, Stat. 1332,5, Augengneis .......................... 82
Überprofil durch Abweichung der Bohrspuren ............................................................................................ 82
Abhängigkeit der Fräsleistung von der Orientierung der Vortriebsrichtung ................................................ 83
Abhängigkeit der spezifischen Penetration von der Orientierung der Vortriebsrichtung ............................ 84
Geologisch-tektonische Lage des Nathpa Jhakri Hydroelectric Project ...................................................... 86
Projektübersicht des Nathpa Jhakri Hydroelectric Projects ......................................................................... 87
Typische Ausbildung einer pultförmigen Gleitfläche durch die talwärts einfallende Schieferung .............. 88
X
Abb. 89:
Abb. 90:
Abb. 91:
Abb. 92:
Abb. 93:
Abb. 94:
Abb. 95:
Abb. 96:
Abb. 97:
Abb. 98:
Abb. 99:
Abb. 100:
Abb. 101:
Abb. 102:
Abb. 103:
Abb. 104:
Abb. 105:
Abb. 106:
Abb. 107:
Abb. 108:
Abb. 109:
Abb. 110:
Abb. 111:
Abb. 112:
Abb. 113:
Abb. 114:
Abb. 115:
Abb. 116:
Abb. 117:
Abb. 118:
Abb. 119:
Abb. 120:
Abb. 121:
Abb. 122:
Abb. 123:
Abb. 124:
Abb. 125:
Abb. 126:
Abb. 127:
Abb. 128:
Abb. 129:
Abb. 130:
Abb. 131:
Abb. 132:
Abb. 133:
Abb. 134:
Abb. 135:
Abb. 136:
Abbildungsverzeichnis
Links: Blockierung der Hauptstraße (Hindustan-Tibet-Highway) durch einen Felssturz (Schlipfsturz).
Rechts: Felsrutschung an der Baustelle der Staumauer mit Aufstau des Satluj. ........................................... 88
Ausknicken der Stahlbögen bei Stat. 21240 im Bereich des rechten (talseitigen) Kämpfers ....................... 89
Überschiebungsrisse im Spritzbeton bei Stat. 24738 im Bereich der linken (bergseitigen) Strosse ............ 90
Gemessene Setzungen im Bereich des Kämpfers des Vortriebes „Rattanpur Upstream“ ............................ 90
Typisches Deformations- bzw. Schadensmuster in den Vortrieben von Manglad und Rattanpur ............... 91
Günstige und ungünstige Orientierung der Schieferung in Abhängigkeit der Tunnelachse ........................ 91
Schematischer Schnitt quer zur Achse des Oberwasserstollens in Lehnenlage ........................................... 92
Zusammengefasste Ergebnisse der Spannungsmessungen in Rattanpur ...................................................... 92
UDEC Model für die großräumige Hanginstabilität im Bereich von Rattanpur .......................................... 94
Kleinräumige UDEC Modelle im Oberwasserstollen .................................................................................. 94
Deformationsstadien des Stollens bei Hangverschiebungen ........................................................................ 95
Bohrgeschwindigkeiten in den Glimmerschiefern mit Mittelwert und Standardabweichung ...................... 95
Geologische Kartenskizze der Umgebung des Königshainer Berge Projekts mit Lage der Tunnel ............ 97
Hydrothermale Alterierungspfade mit ihren typischen Stadien und Hohlraumbildung in Stadium B ......... 98
Grad der hydrothermalen Alteration, aufgetragen gegen die Porosität ........................................................ 99
Porosität, aufgetragen gegen die einaxiale Druckfestigkeit . ........................................................................ 99
Verwitterungsgrade im Mikrogefüge eines Granits aus Dünnschliffuntersuchungen ................................ 101
Verwitterungsgrad in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. der Porosität........................................... 101
Schematische Darstellung der Verwitterung eines Kluftkörpers in Granit ................................................ 102
Einaxiale Druckfestigkeit in Abhängigkeit des Verwitterungsgrades ........................................................ 103
Bohrgeschwindigkeit in Abhängigkeit des Verwitterungsgrades .............................................................. 103
Spezifischer Sprengstoffverbrauch in Abhängigkeit des Verwitterungsgrades ......................................... 103
Einaxiale Druckfestigkeit in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. Porosität ..................................... 104
Zerstörungsarbeit in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. Porosität .................................................. 104
Bohrgeschwindigkeit in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. Porosität ............................................ 104
Verwitterungsprofil mit einigen zugehörigen geotechnischen Kennwerten .............................................. 105
Geologisches Modell der Granitverwitterung im Königshainer Berge Tunnel Projekt ............................. 105
Geologisches Übersichtsprofil des Altenbergtunnels mit Lageskizze ....................................................... 108
Gesteinszusammensetzung des Fanglomerats (Rotliegendes der Waderner Schichten) ............................ 109
Abgenutzte Außenmeißel am Querschneidkopf der Teilschnittmaschine ................................................. 109
Einaxiale Druckfestigkeiten des Fanglomerats und seiner Komponenten ................................................. 110
Fräsleistungsdiagramm einer 300 kW Teilschnittmaschine ....................................................................... 110
Quellfähigkeit der verwitterten, vulkanischen Komponenten des Fanglomerats ....................................... 111
Vergleich Kalkulation - Bauausführung ..................................................................................................... 112
Geologisches Übersichtskarte von Bad Wildbad mit Lage des Meisterntunnels ....................................... 114
Schematische Schichtsäule der beim Vortrieb angetroffenen Schichtfolge ............................................... 115
Geologisches Übersichtsprofil des Meisterntunnels .................................................................................. 115
Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme einer Probe aus dem Karneoldolomithorizont ............................. 116
Häufigkeitsdiagramm von Punktlastversuchen in permischen Fanglomeraten und Sandsteinen ............... 117
Fräsleistungsdiagramm der Teilschnittmaschine E 242B. ......................................................................... 117
Zusammenhang von Bohrgeschwindigkeit und Zerstörungsarbeit ............................................................ 118
Typische Verschleißformen von Stiftbohrkronen aus dem Meisterntunnel-Vortrieb ................................ 119
Bohrkronenverschleiß in Abhängigkeit des äqu. Quarzanteils in Sandsteinen und Fanglomeraten ........... 119
Bohrkronenverschleiß in Abhängigkeit des äqu. Quarzanteils in Sandsteinen und Fanglomeraten .......... 120
Verschleißcharakteristik von Bohrkronen in Fanglomeraten und Sandsteinen .......................................... 120
Ton-Schluffstein. Tonstein, in dem die extrem dichte Matrix nur aus Tonmineralen besteht ................... 122
Karneol-Dolomit. Sehr dichter Gefügeverband aus überwiegend Dolomit ............................................... 122
Feinsandstein. Quarzsandstein mit tonigem Bindemittel in mitteldichtem Gefügeverband ...................... 122
Abbildungsverzeichnis
Abb. 137:
Abb. 138:
Abb. 139:
Abb. 140:
Abb. 141:
Abb. 142:
Abb. 143:
Abb. 144:
Abb. 145:
Abb. 146:
Abb. 147:
Abb. 148:
Abb. 149:
Abb. 150:
Abb. 151:
Abb. 152:
Abb. 153:
Abb. 154:
Abb. 155:
Abb. 156:
Abb. 157:
Abb. 158:
Abb. 159:
Abb. 160:
Abb. 161:
Abb. 162:
XI
Granitfanglomerat. Überwiegend toniges, untergeordnet silikatisches Bindemittel .................................. 122
Einfluss der Porosität auf die Bohrgeschwindigkeit und den Bohrkronenverschleiß ................................. 122
Druck- und Spaltzugfestigkeit von Sand- und Tonschluffsteinen, aufgetragen gegen das Porenvolumen . 123
Elastizitätsmodul und Zerstörungsarbeit von Sand- und Tonschluffsteinen,
aufgetragen gegen das Porenvolumen ........................................................................................................ 123
Schematische Schichtsäule der angetroffenen Gesteine, U-Bahn-Linie U2 Nürnberg ............................... 124
REM-Aufnahmen von „Quacken“ ............................................................................................................. 125
Schematische Darstellung des Arbeitsablaufs beim TSM-Vortrieb mit spezifischen Problemen .............. 126
Gegenüberstellung fabrikneuer und verschlissener Rundschaftmeißel ...................................................... 127
Gegenüberstellung des spezifischen Meißelverbrauchs ............................................................................. 127
Netto- und Bruttovortriebsleistung in Abhängigkeit vom Ton- und Schluffgehalt in Keuperformationen. 128
Links: Arbeiter schaufeln während einer Stillstandsphase der TSM den Erdbrei auf das Förderband
Rechts: Situation vor dem Ladetisch .......................................................................................................... 129
Tagesleistungen der TBM Atlas Copco Mark 12 CF über 66 Vortriebstage ............................................. 132
Baugeologische Dokumentation des Erkundungsstollen-Vortriebes ......................................................... 133
Darstellung der TBM-Vortriebsdaten ........................................................................................................ 134
Verfügbarkeit der TBM und Verteilung der Vortriebsklassen im Erkundungsstollen Schwarzach ........... 135
Ausnutzungsgrad = Nettobohrzeit in Abhängigkeit der Vortriebsklasse ................................................... 135
Anteile der Gesteinstypen an der Gesamtstrecke im Erkundungsstollen Schwarzach ............................... 136
Charakteristische Verschleißbilder von Diskenringen an Kaliber und Ortsbrust des Bohrkopfes ............. 137
Standzeiten der Diskenmeißel aufgetragen gegen die Meißelposition ....................................................... 138
Zurückgelegter Rollweg der Diskenmeißel, aufgetragen gegen die Meißelposition .................................. 138
Einfluss der Gesteinstypen auf die spez. Penetration in den Gebirgsabschnitten 94 – 97 ......................... 139
Einfluss der Gesteinstypen auf die spez. Penetration in den Gebirgsabschnitten 105 – 112 ..................... 139
Einfluss der Derbquarze auf die spezifische Penetration im Gebirgsabschnitt 58 ..................................... 140
Übersicht über die geologischen und geotechnischen Einflussfaktoren bei der Gebirgslösung ................. 144
Empfehlungen für ein Untersuchungsprogramm in Hinblick auf die Gebirgslösung. ................................ 145
Beispiel für eine statistische Auswertung (Fräsleistung gegen Zerstörungsarbeit) .................................... 158
XII
Abbildungsverzeichnis
Verzeichnis der Tabellen
Tab. 1:
Tab. 2:
Tab. 3:
Tab. 4:
Tab. 5:
Tab. 6:
Tab. 7:
Tab. 8:
Tab. 9:
Tab. 10:
Tab. 11:
Tab. 12:
Tab. 13:
Tab. 14:
Tab. 15:
Tab. 16:
Tab. 17:
Tab. 18:
Tab. 19:
Tab. 20:
Übersicht über die wichtigsten Kategorien derzeit im Tunnelbau einsetzbarer Schlagbohrhämmer (nach
verschiedenen Atlas Copco (1998, 2000) und Tamrock (1999) Firmenunterlagen).......................................... 5
Variationsmöglichkeiten beim Einsatz drehschlagender Bohrhämmer (PLINNINGER 2002). ............................ 6
Verschleißklassen. Erweiterte Einteilung der Verschleißform von Stiftbohrkronen in 10 Verschleißklassen
(aus PLINNINGER 2002 in Anlehnung an THURO 1996 a und THURO & PLINNINGER 1997) am Beispiel einer
9-Stift-Krone mit sphärischen Einsätzen. ........................................................................................................ 17
Einteilung der Sprengbarkeit in Sprengbarkeitsgrade nach LEINS & THUM (1970), nach oben hin erweitert
nach eigenen Erfahrungswerten....................................................................................................................... 25
Größenkategorien heute eingesetzter Teilschnittmaschinen (nach LAMMER & GEHRING 1998) ..................... 26
Variationsmöglichkeiten beim Einsatz einer Teilschnittmaschine (PLINNINGER 2002). ................................. 30
Verschleißklassen. Erweiterte Einteilung der Verschleißform von Rundschaftmeißeln in 11
Verschleißklassen (aus PLINNINGER 2002 in Anlehnung an THURO 1996 a und THURO & PLINNINGER
1998 a, b) am Beispiel eines Boart Longyear Rundschaftmeißels HWF82. .................................................... 38
Wichtige Maschinendaten der MARK 12 CF, nach technischem Begleitbuch und Angaben der Firma Ilbau.41
Einteilung der Verschleißform von Einringdisken in 6 Verschleißklassen (PLINNINGER in THURO &
PLINNINGER 2002). .......................................................................................................................................... 49
Quantifizierbare Faktoren der Gebirgslösung und deren Auswirkung auf Leistung und/oder Verschleiß. ..... 52
Zusammenstellung von Dichten und Mineralhärten wichtiger, gesteinsbildender Minerale (aus PLINNINGER
2002 nach ROSIWAL 1896, 1916; THURO 1996 a; TOURENQ 1966; UETZ 1986; VERHOEF 1997). .................. 62
Klassifizierung der Abrasivität beim CAI-Test (nach CERCHAR 1986, deutsche Bezeichnungen ergänzt)..... 64
Kategorien für die Beschreibung von Trennflächen nach Empfehlungen der ISRM (1978). .......................... 72
Übersicht der behandelten Fallbeispiele. ......................................................................................................... 85
Übersicht der Materialkennwerte, die für die UDEC-Modellierung benutzt wurden. ..................................... 94
Wichtige Projektdaten des Tunnels Königshainer Berge nach KAGERER et al. (1997). .................................. 97
Verwitterungsgrade nach Empfehlungen der ISRM (1978) und IAEG (1981), ergänzt um eine
Verwitterungsklasse „3“ (aus SPAUN & THURO 2000: 17). ........................................................................... 100
Wichtige Projektdaten des Altenbergtunnels in Kurzform. ........................................................................... 107
Wichtige Projektdaten des Meisterntunnels in Kurzform. ............................................................................. 114
Wichtige Projektdaten der U2 Nord-Erweiterung.......................................................................................... 124
Tab. 21: Ausnutzungsgrad und Verfügbarkeit der TBM Atlas Copco Mark 12 CF (∅ 3,60 m) über die Zeit des
Stollenvortriebs (Erkundungsstollen Schwarzach, nach THURO & BRODBECK 1998)................................... 132
Tab. 22: Übersicht über die Problemstellungen bei der Gebirgslösung im Zuge der Planung von Tunnelprojekten. . 143
Tab. 23: Berechnung der statistischen Maßzahlen bei Reihenanalysen. ...................................................................... 157
Tab. 24: Berechnung und Erläuterung der statistischen Maßzahlen bei Regressionsanalysen. ................................... 159
Tab. 25: Tabelle der verwendeten Tunnelprojekte in Kurzform. ................................................................................. 160
Danksagungen
XIII
Danksagungen
Die vorliegende Arbeit wurde auf der Basis meiner Dissertation auf Anregung von Herrn Prof. Dr. G. Spaun
in den Jahren 1996 bis 1999 am Lehrstuhl für Allgemeine, Angewandte und Ingenieur-Geologie der Technischen Universität München weitergeführt. Ihm danke ich ganz herzlich für die Vermittlung der Tunnelprojekte, seine großzügige Unterstützung und sein reges Interesse am Fortgang dieser Arbeit sowie seinen vielen
Anregungen und seine stete Diskussionsbereitschaft.
Diese Arbeit wäre nicht zustandegekommen ohne das wohlwollende Entgegenkommen der Auftraggeber und
Auftragnehmer der bearbeiteten Projekte. Den Bauherren und seinen Vertretern bin ich – ohne die vielen
Namen nennen zu können – zu besonderem Dank für Ihre Unterstützung und die Genehmigung zur Publikation der vorliegenden Ergebnisse verpflichtet. Den bauausführenden Fachfirmen und ihren jeweiligen Vertretern danke ich für die bereitwillig zur Verfügung gestellten Unterlagen, fruchtbare Diskussionen und uneingeschränkte Hilfe vor Ort.
Für ihre volle Unterstützung, Projektunterlagen, zahllose Fachgespräche und die Betreuung vor Ort bedanke
ich mich bei den Ingenieurbüros und ihren Mitarbeitern, vor allem dem Ingenieurbüro Müller & Hereth
(Herrn Dipl.-Ing. Kagerer, Herrn Dipl.-Geol. Dr. Kellerbauer, Herrn Dipl.-Geol. Bannwart), der Ingenieurgemeinschaft Lässer & Feizlmayr (Herrn Dipl.-Ing. Dr. Purrer, Herrn Dipl.-Geol. Dr. Poscher) und dem Ingenieurbüro Laabmayr & Partner (Herrn Dipl.-Ing. Laabmayr sen., Herrn Dipl.-Ing. Eder).
Den Baumaschinen- und Werkzeugstahlherstellern bzw. deren Vertretern, insbesondere Atlas Copco, Sandvic-Tamrock-Alpine, Paurat, Betec, Wirth und Herrenknecht, danke ich für die Überlassung von Datenmaterial, Fotos und für zahlreiche Diskussionen.
Bei meinen ehemaligen Kollegen an der TU München, Markus Scholz, Marion Nickmann, Markus Bauer,
Dr. Katja Lokau, Dr. Michael Rieder und Dr. Lutz Hecht möchte ich mich für ihre kritische Diskussionsbereitschaft und eine gute Zusammenarbeit bedanken, die nun schon über viele Jahre hinweg und auch heute
trotz der größeren Entfernung andauert. Herrn Dr. Jürgen Froh sei herzlich für die Anfertigung von Aufnahmen mit dem Rasterelektronenmikroskop gedankt; Herrn Dr. Werner Hieke danke ich für die Durchführung
der Röntgendiffraktometeranalysen, Herrn Dr. Grundmann für die stete Hilfsbereitschaft bei den Dünnschliffanalysen. Ein herzliches Dankeschön auch an Herrn Dr. Bögel und Herrn Prof. Zacher für ihre große
Hilfsbereitschaft und viele anregende Diskussionen.
Mein besonderer Dank gilt aber meinem Kollegen Ralf Plinninger (TU München) für die inzwischen langjährige fruchtbare Zusammenarbeit bei seiner Dissertation und verschiedensten interessanten Projekten, für
die Überlassung von Datenmaterial und Grafiken und für die unzähligen konstruktiven Diskussionen, die
wesentlich zum vorliegenden Werk beigetragen haben.
Auch einige meiner Kollegen an der Eidgenössischen Technischen Hochschule Zürich haben viel zu dieser
Arbeit beigetragen, vor allem Dr. Erik Eberhardt, dem ich mehr als unzählige Fachgespräche verdanke, David Estoppey, Dr. Susanne Laws, Christian Zangerl und Herr Prof. Dr. Simon Löw. Ihnen und Simon Löw,
der mich auch von der ETH aus in den Jahren 1999 – 2001 unterstützte und zur Habilitation ermunterte,
möchte ich ganz herzlich danken.
Für die Durchführung von Laboruntersuchungen bedanke ich mich bei den vielen studentischen Hilfskräften.
Mein besonderer Dank gilt dabei den (damaligen) Diplomanden Werner Baumgärtner, Stefan Schütz, Juliane
Heiland, Frank Brodbeck, Heiko Käsling, Matthias Alte, Kolja Wolski und Martin Geretschläger für ihre
langjährige, konstruktive und unermüdliche Mitarbeit.
Nicht zuletzt möchte ich mich bei allen übrigen, nicht genannten Kolleginnen und Kollegen der TU München und des Departements für Erdwissenschaften der ETH Zürich, die zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen haben, herzlich bedanken.
Mein ganz besonderer Dank gilt abschließend meiner Frau Marion, die mich stets mit großer Geduld unterstützt und begleitet hat und die das „unstete Geologenleben“ nun schon 15 Jahre mit mir aushält.
XIV
1 Leistungskriterien bei der Gebirgslösung
1
1 Leistungskriterien bei der Gebirgslösung
1.1 Der Begriff Gebirgslösung
Der Begriff „Gebirgslösung“ ist nicht streng definiert. Im allgemeinen wird darunter der mechanische Ausbruchsvorgang von Locker- und Festgestein bzw. Gebirge für bautechnische Zwecke verstanden. Dieser
Begriff wird dabei für das Baggern, Reißen, Abschieben über Tage z.B. in einer Baugrube oder an einer Böschung genauso gebraucht wie für das Bohren, Sprengen, Fräsen oder Schneiden mit geeigneten Geräten unter Tage z.B. in einem Tunnel oder in einer Kaverne.
Die nachfolgenden Erläuterungen des Begriffes „Gebirgslösung“ beziehen sich auf die Anwendung im Untertagebau, hauptsächlich im Tunnel- und Stollenbau.
Der im Bergbau verwendete Begriff der „Gewinnung“ wird in der Regel im Zusammenhang mit der Förderung von nutzbaren Materialen wie Energieträgern (z.B. Kohlen) oder Rohstoffen (z.B. Salzen, Erzen) und
der damit verknüpften Förderung des Nebengesteins gebraucht oder für den dazu notwendigen Streckenvortrieb und Schachtbau. Technisch gesehen stellt letztere Anwendung keinen Unterschied zum Ingenieurbau
dar; die verwendeten Geräte dafür sind oft identisch.
Unter dem Begriff der Gebirgslösung verbirgt sich ein komplexes Wirkungsgefüge aus Ursachen und Wirkungen. Bei der Beschreibung der Gebirgslösung wird üblicherweise unterschieden
zwischen einem Leistungskriterium – z.B. der (Brutto-) Vortriebsleistung oder dem (Netto-)
Bohr- oder Fräsfortschritt
und einem Materialverbrauchskriterium, i.d.R. dem Materialverschleiß – z.B. dem Verbrauch von
Werkzeugstahl wie Bohrkronen, oder auch Meißel.
Geotechnik
Gestein &
Gebirge
Maschinen
Materialverschleiß
Gerätschaft
Gebirgslösung
Geschwindigkeit
(Leistung)
Baubetrieb
Logistik, Bedienung, Wartung
Abb. 1:
Konzeptuelle Übersicht der drei Haupteinflussbereiche der „Gebirgslösung“ (nach THURO 2000, verändert).
Es lassen sich nach Abb. 1 drei Haupteinflussbereiche unterscheiden, welche die Gebirgslösung steuern:
1. Gestein und Gebirge mit ihrer Ausbildung und den geologisch-petrographischen und felsmechanischen Parametern, hier zusammenfassend als „Geotechnik“ bezeichnet
2. Die Gerätschaft bzw. die Maschinen mit denen der Ausbruch erfolgt und ihre technischen Daten
3. Der Baubetrieb und die Baulogistik, das Ineinandergreifen der Bauabfolgen und letztlich die
Mannschaft, welche die Geräte bedient und wartet.
Die erzielbare Ausbruchsgeschwindigkeit und ebenso der Verschleiß der Geräte und Werkzeuge ist zunächst
von der verwendeten Ausrüstung abhängig: von System und Leistung des Bohrhammers, der Teilschnittmaschine oder der Tunnelbohrmaschine, und von Materialgüte und Bauform der Bohrkrone, des Rundschaftoder des Diskenmeißels. Die Auswahl der Ausrüstung wird entscheidend von den geologischen Gegebenheiten beeinflusst.
2
1 Leistungskriterien bei der Gebirgslösung
Gestein und Gebirge bestimmen durch ihre geologisch-geotechnischen Materialeigenschaften (Mineralzusammensetzung, felsmechanische Eigenschaften, Ausbildung des Gesteins im Gebirgsgefüge) entscheidend
die Vortriebsleistung, den Verschleiß und eventuelle Probleme bei der Anwendung des gewählten Vortriebsverfahrens.
Der dritte Faktor ist der Mensch, dem bei Betrachtungen der Gebirgslösung oft zu wenig Beachtung zukommt, obwohl es schließlich die Mineure sind, welche die Geräte bedienen und instand halten. Ohne eine
eingespielte Mannschaft können trotz modernster und effektivster technischer Verfahren keine hohen Vortriebsleistungen erzielt werden – von unsachgemäßer oder nachlässiger Bedienung gar nicht zu reden.
1.2 Ausbruchsystem
Zu den beschriebenen Faktoren können noch Erschwernisse kommen, die sich durch das Gebirge beim Ausbruchsvorgang selbst oder erst beim Fördern des Materials ergeben. Instabile Sprengbohrlöcher in einer Störungszone können beispielsweise das Besetzen mit Sprengstoff behindern, quellfähiges Gebirge kann bei
Wasserzutritt so schnell reagieren, dass das Gestänge nicht mehr ohne Probleme gezogen werden kann. Abb.
2 zeigt als Beispiel den Arbeitsablauf beim Ausbruch mit einer Teilschnittmaschine. Durch den Kreislaufprozess wirken sich Probleme, die bei einem einzelnen Vorgang auftreten, immer negativ auf den nachfolgenden Arbeitsschritt und damit auch auf den Gesamtvortrieb aus. Wird z.B. beim Fräsen ein veränderlich
festes Gestein (Tonschluffstein) durch den Fräskopf mit dem zutretenden Wasser (das z.B. aus einer Sandsteinlage austritt) vermengt, kann dies zur Schlammbildung führen. Dadurch wird das mechanische Abfördern des Fräsgutes mit einem Scherenladetisch und Kettenförderer praktisch unmöglich. Die Folge ist eine
Unterbrechung des Fräsvorganges und möglicherweise händisches Abschaufeln des breiigen Materials. Diese Erschwernisse werden häufig bei der Diskussion der Gebirgslösung außer acht gelassen, können jedoch
unter ungünstigen Bedingungen für die Wirtschaftlichkeit ausschlaggebend sein.
Wesentlich ist es also, nicht nur den einzelnen Prozess zu untersuchen, sondern darüber hinaus das Ineinandergreifen des gesamten Systems, bestehend aus Gebirge, Maschine und Bauablauf.
Abb. 2:
Arbeitsablauf beim Ausbruch mit einer Teilschnittmaschine. Probleme bei einem Vorgang wirken sich immer negativ auf den nachfolgenden Prozess und damit auch auf den Gesamtvortrieb aus (nach THURO &
PLINNINGER 1998 a).
Im Untertagebau sind die Gebirgslösungsverfahren äußerst vielfältig: Der Kontakt mit dem zu lösenden oder
bereits gelösten Gestein kann Probleme bei einer ganzen Reihe von Bauabläufen verursachen (Abb. 3).
Bei der ingenieurgeologischen Betrachtung der Gebirgslösung gilt der Hauptaugenmerk dem Verschleiß und
der Leistungsfähigkeit der zur Gebirgslösung eingesetzten Werkzeuge (Baggerzahn-, Bohrkronen-, Meißelund Diskenverschleiß).
1 Leistungskriterien bei der Gebirgslösung
3
Die Ursachen hierfür liegen einerseits darin, dass beispielsweise der Verschleiß der Lösewerkzeuge in der
Regel das kostenintensivste Verschleißphänomen darstellt, andererseits aber auch darin, dass gerade hierfür
geologische Faktoren eine maßgebliche Rolle spielen. Andere Verschleißteile, wie beispielsweise Bohrstangen, Muffen sowie Einsteckenden (Bohr/Sprengverfahren), Meißelhalter (Teilschnittmaschine) oder Fahrwerke (Gleisketten/Reifen) besitzen in der Regel die mehrfache Lebensdauer eines Lösewerkzeugs. Zudem
spielen für deren Verschleiß in der Regel bau- und maschinentechnische sowie menschliche Faktoren eine
weitaus größere Rolle als Gesteins- und Gebirgseigenschaften (PLINNINGER 2002).
Dennoch ist nicht zu verkennen, dass auch die Lebensdauer solcher Bauteile durch die spezifischen Eigenschaften des Gebirges stark beeinflusst werden kann: So können z.B. Bohrstangen durch das Zufallen der
abgebohrten Löcher verschlissen werden, durch häufiges Abweichen der Bohrung von der Bohrrichtung
vermehrt brechen oder Fahrzeugbereifung und Baugruppen von Fördereinrichtungen von erheblichem – geologisch bedingtem – Verschleiß betroffen sein.
Gebirgslösung
Schuttern / Fördern
Sichern / Sonstiges
Bohrwagen (Bohrwerkzeuge)
Teilschnittmaschine
(Fördereinrichtungen)
Ankerbohren (Bohrwerkzeuge)
Teilschnittmaschine (Schneidkopf,
Schneidwerkzeuge)
Ladefahrzeuge (Schaufeln)
Vollschnittmaschinen (Bohrkopf,
Schneidwerkzeuge)
Tunnelbagger (Schaufel, Zähne)
Transportfahrzeuge
(Transportfläche)
Bereifung
Fahrwerk, Gleisketten
Förderbandanlagen
(Bänder, Walzen)
Sonstige Vortriebsverfahren
(Lösewerkzeuge)
Abb. 3:
Schematische Darstellung von Fahr- und Werkzeugen im Tunnelbau. Teile, welche mit dem Gebirge in Berührung kommen und damit Verschleiß und Leistungskriterien unterliegen, sind markiert (PLINNINGER 2002).
4
1 Leistungskriterien bei der Gebirgslösung
1.3 Behandelte Arten der Gebirgslösung
Für die weiteren Erläuterungen werden die Begriffe der Gebirgslösbarkeit für die einzelnen Vortriebsarten
kurz umrissen:
Der Begriff der Bohrbarkeit wird hier im Zusammenhang mit der Erstellung kleinkalibriger Löcher im
Durchmesserbereich zwischen 32 mm und ca. 100 mm verwendet. Diese Löcher werden im Untertagebau für
das Besetzen mit Sprengstoff beim konventionellen Bohr- und Sprengvortrieb und für den Einbau von Ankern hergestellt.
Auf den Begriff der Sprengbarkeit kann nur in Bezug auf den Bohr- und Sprengvortrieb und den Verbrauch
von Sprengstoff eingegangen werden. Ausführungen zur Qualität des Sprengergebnisses und zur Steuerung
der Haufwerksgröße würden den Rahmen dieser Arbeit sprengen.
Der Begriff der Fräsbarkeit wird in vorliegender Arbeit für den Vortrieb mit Teilschnittmaschinen benutzt.
Grundsätzlich gelten die Ausführungen allerdings auch für die technisch sehr ähnlich ausgelegten Grabenfräsen (Leitungsfräsen, Dredger, vgl. DEKETH 1995 oder VERHOEF 1997) oder Straßenbelagsfräsen. Grabenund Straßenbelagsfräsen werden im Untertagebau manchmal auch zur Herstellung von Bankettengräben oder
zum schonenden Sohlausbruch verwendet.
Obwohl die Begriffe Fräsbarkeit und Schneidbarkeit in der Baupraxis sehr häufig synonym verwendet werden, wird in vorliegender Arbeit der Begriff der Schneidbarkeit durchgängig nur auf den Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen (Vollschnittmaschinen) angewandt, um die beiden Vortriebsarten auch sprachlich voneinander zu unterscheiden.
Atlas Copco Boomer L3
Bohrwagen
Paurat E242
Teilschnittmaschine
Abb. 4:
Nichtelektrische Zündung
Wirth Modell
Tunnelbohrmaschine
Übersicht der behandelten Arten der Gebirgslösung. Bohren – Sprengen – Vortrieb mit Teilschnittmaschinen
– Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen (Fotos ATLAS COPCO, NONEL, PAURAT und WIRTH).
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
5
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Für das Verständnis der Zusammenhänge und Wechselbeziehungen zwischen Gebirge und Maschine sind
einige fundamentale Kenntnisse der technischen Grundlagen der einzelnen Ausbruchsverfahren notwendig.
Das folgende Kapitel gibt deshalb eine knapp gehaltene Einführung in die zum gegenwärtigen Zeitpunkt üblichen Gerätschaften und Werkzeuge sowie einige Überlegungen zum Lösungsvorgang, den Messgrößen zur
Erfassung der „Gebirgslösbarkeit“ und jeweils eine Klassifikation dieser Messgrößen nach dem Stand der
Technik. Bei der Gestaltung dieses Abschnitts flossen die Erfahrungen aus 25 begleiteten Tunnelvortrieben
ein.
2.1 Bohren – Bohr- und Sprengvortrieb
Eine ausführlichere Beschreibung der technischen Aspekte des Bohr- und Sprengvortriebs geben THURO
(1996), MAIDL (1997: 27-55, teilweise nach THURO 1996 a) und GIRMSCHEID (2000: 71-128).
2.1.1
Bohrgeräte
Beim konventionellen Bohr- und Sprengvortrieb kommen heute zum Bohren der Sprenglöcher in der Regel
gummibereifte, dieselangetriebene, elektro-hydraulische Bohrwägen verschiedener Ausführungen mit zwei
bis drei Bohrarmen und meist zusätzlich einer Arbeitsplattform bzw. Hebebühne zum Einsatz. Abb. 5 zeigt
einen modernen Bohrwagen des Herstellers ATLAS-COPCO mit 2 Bohrarmen, bestückt mit je einem Bohrhammer COP 1838ME (20 kW) und einer Arbeitsplattform.
Bohrhammer
Aggregate &
Schlauchaspel
Abb. 5:
Bohrgestänge
Bohrkrone
Kabine
Bohrarme &
Arbeitsplattform
Bohrwagen Atlas-Copco Rocket Boomer XL3C mit drei Bohrlafetten und einer Arbeitsplattform (aus: ATLAS
COPCO 2000, verändert ).
Die auf den Bohrwägen eingesetzten Bohrhämmer lassen sich entsprechend ihrer Leistung in die folgenden
Kategorien einteilen (Tab. 1).
Tab. 1:
Übersicht über die wichtigsten Kategorien derzeit im Tunnelbau einsetzbarer Schlagbohrhämmer (nach
verschiedenen Atlas Copco (1998, 2000) und Tamrock (1999) Firmenunterlagen).
Kategorie
15 kWBohrhämmer
20 kWBohrhämmer
Schlagwerk-optimierte
20 kW-Bohrhämmer
Typenbezeichnung
COP 1238
COP 1440, HL 550
COP 1838, 1840, 1850
Schlagfrequenz
40 – 60 Hz
60 – 70 Hz
60 Hz
Drehzahl
0 – 300 U/min
0 – 300 U/min
0 – 300 U/min
max. Drehmoment
500 Nm
500 Nm
540 Nm
6
2.1.2
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Bohrverfahren
Der Ausgangspunkt für die untersuchten Größen ist das Bohrverfahren: Das hydraulische Drehschlagbohren
besitzt als Bohrverfahren im konventionellen Bohr- und Sprengvortrieb heute Standardcharakter. In Abb. 6
ist der Aufbau eines Bohrgeräts bestehend aus Bohrhammer, Einsteckende, Lafette, Bohrstange und Bohrkrone schematisch dargestellt. Das wesentliche Leistungsmerkmal für die Untersuchungen zur Bohrbarkeit
ist die Schlagenergie des verwendeten Bohrhammers. Die vier wichtigsten Parameter zu seiner Charakterisierung sind Drehzahl, Vorschub, Schlagzahl und Spüldruck.
Abb. 6:
Schematische Illustration des hydraulischen Drehschlagbohrens. Die wichtigsten Parameter sind als
Piktogramme dargestellt (nach THURO 1996 a).
Für Vergleiche unterschiedlicher Tunnelvortriebe müssen diese Größen weitestgehend identisch sein - d. h.
neben der Kontrolle der Einstellungen am Bohrwagen selbst muss darauf geachtet werden, dass nur gleiche
Bohrhämmer und Spülwasserdrücke miteinander verglichen werden. Zusammen mit den Parametern Schlagfrequenz, Drehzahl, Drehmoment und Vorschub – welche auf die jeweilige Hammerleistung abgestimmt
sind – bildet die Schlagleistung den maßgeblichen maschinentechnischen Faktor neben dem Bohrkronentyp.
Der Bohrvorgang kann nach PLINNINGER (2002) durch Variation zahlreicher Parameter (Tab. 2) bei der generellen Auslegung der Bohrausrüstung als auch beim Einsatz vor Ort an die jeweiligen Verhältnisse angepasst werden.
Tab. 2:
Variationsmöglichkeiten beim Einsatz drehschlagender Bohrhämmer (PLINNINGER 2002).
Zu variierende Größe
Variation durch
Schlagleistung [kW]
Auswahl des Bohrhammertyps
Schlagfrequenz [Hz]
Auswahl des Bohrhammertyps
Spülwasserdruck [bar]
Einstellung durch den Maschinenführer
Rotationsgeschwindigkeit [U/min]
Einstellung durch den Maschinenführer
Vorschub
Einstellung durch den Maschinenführer
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Abb. 7:
7
Dreiarmiger Bohrwagen Atlas Copco Rocket Boomer 353 ES beim Abbohren einer Ortsbrust in Granit (Foto
ATLAS COPCO).
Operator-Kabine
Hydraulikleitungen
Bohrhammer
Einsteckende
Bohrstange
Abb. 8:
Links: Bedienstand und Sicht des Operators. Rechts: Lafette mit Bohrhammer, Einsteckende und Bohrstange
sowie den zugehörigen Hydraulikleitungen (Fotos ATLAS COPCO).
8
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.1.3
Bohrkronen
Moderne Bohrausrüstungen (Abb. 9) bestehen aus einem Einsteckende, welches die Drifterstange (Bohrstange) mit dem Bohrhammer verbindet und der Bohrkrone, welche die Zerkleinerungsarbeit ausführt. Die Bohrkrone besteht aus einem Werkzeugträger aus Werkzeugstahl, in den die eigentlichen Werkzeugeinsätze aus
Hartmetall (WIDIA, MOHS' sche Härte 9,5) eingelassen sind. Die Abb. 9, Abb. 10 und Abb. 11 geben einen
Überblick über typische, im Tunnelbau eingesetzte Bohrkronen.
Die Hartmetalleinsätze bestehen ganz überwiegend aus Wolframcarbid, auch wenn viele andere Materialien
als Alternativen erprobt wurden (FOWELL 1993: 166 f.). Die Anforderungen an das Hartmetall sind extrem
hoch: Härte als Widerstand gegen Abnutzung, Zähigkeit gegen Bruch und Abscheren und möglichst unverändert hohe Härte selbst bei den erhöhten Temperaturen während des Gesteinsbohrens („gute Härtecharakteristik“). Diese drei Eigenschaften sind nur äußerst schwer in ein und demselben Material vereinbar (SANDVIK 1987) und werden bei den verwendeten Hartmetallen dadurch erreicht, dass die Wolframcarbidpartikel
(welche die Härte ergeben) in einer Matrix von Kobalt (welche die Zähigkeit ergibt) eingebettet sind. Das
richtige Verhältnis von Binder (Matrix) zum Carbidpulver ist ausschlaggebend für die Qualität des Hartmetalls: Ein höherer Binderanteil erhöht zwar den Widerstand gegen Abrasion, erniedrigt aber die Festigkeit des
Hartmetalls. Natürlich spielt noch eine ganze Reihe von anderen Faktoren eine Rolle: Korngröße und
-verteilung des Carbids, Reinheit des Materials, Kohlenstoffgehalt etc. (KOLASKA et al. 1987). Aufgrund der
technischen Weiterentwicklung werden dabei immer wieder verbesserte Bohrkronen hergestellt, was natürlich die Vergleichbarkeit zwischen einzelnen Fabrikaten verschiedener Baujahre stark einschränkt. Die neueste Entwicklung beim Aufbau eines Hartmetallstifts besteht darin, eine besonders verschleißfeste, aber
spröde Schale um einen weniger widerstandsfähigen, jedoch zähen Kern zu sintern (TAMROCK-SANDVIK
Firmeninformation). Allerdings können solche Bohrkronen dann nicht mehr nachgeschliffen werden, wenn
die besondere „Härtung“ nicht mehr als nötig beschädigt werden soll. Die im modernen Tunnelbau üblicherweise verwendeten Hartmetalleinsätze sind in Form von Stiften hergestellt und können runde, parabelförmige oder kegelförmige Form aufweisen. Eine Zusammenstellung wichtiger Variationsmöglichkeiten
moderner Bohrkronen gibt Abb. 12.
Die Stiftform beeinflusst wesentlich die Bohrgeschwindigkeit und das Verschleißverhalten (Abb. 13 bis
Abb. 15). Anzumerken ist, dass konische Stiftformen von den Herstellern häufig fälschlicherweise als „ballistisch“ bezeichnet werden. Die Bohrkronen für die Sprenglöcher weisen im allgemeinen – abhängig vom
Durchmesser der Sprengstoffpatronen – einen Durchmesser von 43 bis 45 mm, seltener 38 mm auf; Kronen
mit 48 mm Durchmesser werden üblicherweise für SN-Ankerlöcher verwendet, kurze und daher schlanke
Swellex-Anker erfordern einen Durchmesser von 43 mm.
DS
DS
E
Ku
Gew
DS
Dr
Gew
PA
Abb. 9:
PK
Wichtige Komponenten des Bohrausrüstung zur Herstellung von Sprengbohrlöchern im Tunnelvortrieb.
Links: Drifterstangen (Bohrstangen) DS mit gehärteten Übergangsgewinden (Gew) und Bohrkronen. Rechts:
Drifterstangen (DS), Kupplungsstück (Ku), Bohrhammer-Einsteckende (E), Pilotadapter (PA mit Schneide)
und Pilotbohrkrone (PK) sowie diverse Bohrkronen (Fotos ATLAS COPCO).
Die verschiedenen Bauformen der Bohrkronen unterscheiden sich durch Anzahl und Form der Stifte sowie
die Anzahl und Anordnung der Spüllöcher. Dabei gibt es keine für jedes Gestein gleich optimale Bohrkrone
(vgl. Abb. 13). Vielmehr muss für das jeweils zu bohrende Gestein ein Kompromiss aus Bohrkronenstand-
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
9
zeit und erzielbarer Bohrgeschwindigkeit gewählt werden, wobei dem höheren Bohrfortschritt immer häufiger der Vorzug gegeben wird. Eine detaillierte Beschreibung von Bohrwerkzeugen gibt PLINNINGER (2002).
Beispielsweise zeigten die ballistischen 9-Stiftkronen in den meisten zähen jedoch weniger festen Gesteinen
wie beispielsweise Phylliten, Schiefern, mürben Sandsteinen und verwitterten Gesteinen häufig den höchsten
Bohrfortschritt gegenüber sphärischen 9-, 8-, 7-, oder 6-Stifttypen. Das liegt sicher an der eher schneidendscherenden Wirkungsweise der relativ spitzen Stifte (Abb. 15).
Front 7-Stiftkrone konisch
Kreuzschneiden-Krone
6-Stiftkrone rund
8-Stiftkrone konisch
9-Stiftkrone rund
7-Stiftkrone rund
8-Stiftkrone konisch
Front 9-Stiftkrone rund
Dom-Krone für Großbohrlöcher
Abb. 10: Verschiedene Bohrkronentypen, die im Untertagebau für das Sprenglochbohren im Vortrieb eingesetzt
werden (Fotos ATLAS COPCO).
Abb. 11: Bohrkronen mit Rückschneide, die bei instabilen und tiefen Bohrlöchern in abrasiven Gesteinen Verwendung
finden (z.B. Quarzphyllite, gestörte Kristallingesteine). Links: 8-Stiftkrone mit runden Stiften ∅ 48 mm
(Foto THURO). Rechts: 13-Stifttyp mit konischen Stiften ∅ 102 mm (Foto ATLAS COPCO).
10
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Bohrkronen mit Rückschneide haben eine Führung fast im Kaliberdurchmesser und sind mit großen Abführrillen entlang des Führungskörpers versehen. Das hintere Ende der Führung ist schneidenförmig ausgeführt.
Mit Hilfe dieser Rückschneide wird Gesteinsnachfall im Bohrloch zerkleinert und der Gestängerückzug erleichtert. Der größere Durchmesser und die sich daraus ergebende Kronenführung sorgen außerdem für gerade Bohrlöcher. Trotz der guten Einsatzmöglichkeiten in abrasivem Gebirge mit hohem Zerbrechungsgrad
(z. B. Störungszonen, Talzuschubs-Zonen) werden diese Kronen ihres hohen Preises wegen (etwa doppelter
Preis einer normalen Krone) nur selten verwendet.
Abb. 12: Variationsmöglichkeiten bei der Auslegung von Bohrkronen für das Bohren von Sprenglöchern beim
konventionellen Bohr- und Sprengvortrieb im Tunnelbau (zusammengestellt von PLINNINGER 2002 nach
verschiedenen Herstellerangaben).
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Stifttform
11
Eigenschaften
rund
(sphärisch)
(semi-)
ballistisch
konisch
Anwendung
"nicht aggressive" Form
geringe Bohrgeschwindigkeiten
geringer Verschleiß
Lösevorgang hs. schlagend
durch Kerbwirkung
Gesteine mit hohen
Druckfestigkeiten und
hoher Abrasivität
typ.: Granite, Gneise,
Amphibolite, Quarzite
"aggressive" (Parabol-) Form
mittlere Bohrgeschwindigkeiten
mittlerer Verschleiß
Lösevorgang hauptsächlich
scherend - spanend
Gesteine mit mittleren
Druckfestigkeiten und
geringer Abrasivität
typ.: kristalline Schiefer,
Sandsteine, Kalke,
verwitterte Gesteine
"sehr aggressive" Form
höchste Bohrgeschwindigkeiten
höchster Verschleiß
Lösevorgang hauptsächlich
scherend - spanend
Gesteine mit geringen
Druckfestigkeiten und
geringer Abrasivität
typ.: Tonschiefer, mürbe
Sandsteine, Phyllite
Abb. 13: Formen von Hartmetallstiften in Bohrkronen und ihre Eignung in verschiedenen Gesteinen (THURO 2000).
Abb. 14: Runde (links) und konische Stifte (rechts) von Bohrkronen (Fotos ATLAS COPCO).
Muschelkalk
Quarzphyllit
[m/min]
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
[%]
2,4
2,6
100
2,4
2,2
90
2,2
2,0
80
2,0
1,8
70
6 x 45 r
7 x 45 r
8 x 45 r
8 x 45 k
Stiftbohrkronen
9 x 45 r
9 x 45 k
6 x 45 r
7 x 45 r
8 x 45 r
8 x 45 k
9 x 45 r
9 x 45 k
Stiftbohrkronen
Abb. 15: Bohrgeschwindigkeiten in Abhängigkeit des Bohrkronentyps am Beispiel von Muschelkalk (links) und
Quarzphyllit (rechts). Zeichenerklärung: z.B. 9 x 45 k = 9-Stiftkrone, ∅ 45 mm, k – konisch; r – rund (nach
THURO 1996 a).
12
2.1.4
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Bohrvorgang
Ausgehend vom Bohrverfahren soll hier – soweit es für das Verständnis notwendig ist – ganz kurz auf den
physikalischen Bohrvorgang eingegangen werden. Er liefert wichtige Hinweise für die Auswahl der Untersuchungsmethoden.
Anders als beim reinen Schlagbohrverfahren oder Rotationsbohren überlagern sich beim drehschlagenden
Bohrverfahren beide Vorgänge des „spanenden“ (scherenden) Lösens durch Rotation und der „kerbenden“
Gesteinszerstörung durch Schlag. Bei Festgesteinen wird jedoch nach wie vor davon ausgegangen, dass der
Anteil der kerbenden Lösearbeit an der Gesamtlösearbeit wesentlich größer ist als der Anteil der spanenden
Gebirgslösung (MAIDL, 1997: 29). Bedeutend für die höheren Löseleistungen des drehschlagenden Bohrverfahrens ist jedoch die Tatsache, dass vor allem auch zwischen den Schlägen Lösearbeit (durch Spanen) verrichtet wird (DAHLE 1990).
Schlagen
Schlagen
Spülstrom
Bei Studien mit Hochgeschwindigkeits-Fotografie und Auswertung von Dünnschliffen von Gestein aus dem
Bereich unter den Diskenmeißeln von Tunnelbohrmaschinen wurden drei wichtige Zerstörungsmechanismen
festgestellt. Diese Ergebnisse dürften weitestgehend auch auf den Zerstörungsmechanismus unterhalb einer
Stiftbohrkrone übertragbar sein.
Rotation
Rotation
Stift
Stift
3
3
2
1
1 Zermalmungszone aus
feinem Bohrstaub
2
2
10 mm
2 Radialrisse
im Gestein
3 losgelöste
Gesteinssplitter
Abb. 16: Konzeptuelle Illustration des physikalischen Bohrvorgangs beim Drehschlagbohren.
Zerstörungsmechanismus unterhalb der Bohrkrone bzw. eines Bohrkronenstifts (nach THURO 1996 a,
verändert).
Im Gestein werden um den Berührungspunkt des Bohrkronenstifts durch Rotation und Schlagimpuls Kräfte
in das Gebirge eingeleitet: Dabei sind vier wichtige Zerstörungsmechanismen zu unterscheiden (Abb. 16):
Unter einem Kronenstift entsteht eine Zermalmungszone (1) aus feinem Bohrstaub durch die
beim Schlag entstehenden, lokal extrem hohen Drücke.
Ausgehend von dieser Zermalmungszone bilden sich Radialrisse (2) im Gestein aus (induzierte
Spaltzugbeanspruchung).
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
13
Ist die Spannung im Gestein hoch genug, breiten sich die Risse (sub-)parallel zur Bohrlochsohle
aus und es können bei der Drehbewegung größere Splitter (3) vom Gestein abgeschert werden
(Scherbeanspruchung).
Mit der vollständigen Durchtrennung des Gebirges werden die Spannungen schlagartig abgebaut. Durch Weiterrotation der Krone, elastisches „Rückfedern“ des entspannten Gebirges, vor
allem aber durch die Spülung werden die Bruchstücke und das Bohrklein vom Untergrund abgetrennt und ausgetragen. Dieser Vorgang wiederholt sich entsprechend der Schlagfrequenz z.B.
etwa 60 mal pro Sekunde (60 Hz)
Durch den Bohrvorgang wird deutlich, dass neben der Druck- und Zugfestigkeit (schlagende Beanspruchung) und der Scherfestigkeit (drehende Beanspruchung, untergeordnet dabei Zugbeanspruchung) auch die
Elastizitätseigenschaften des zu bohrenden Materials eine wesentliche Rolle spielen. Streng genommen
durchbohrt die Krone damit immer bereits „vorgebrochenes“ Gestein. Aus diesem Grund bildet das Postfailure-Verhalten beim einaxialen Druckversuch ein wichtiges Modell, um dem Zerstörungsmechanismus
beim Bohrvorgang nahe zu kommen.
Der obigen Darstellung des physikalischen Bohrvorgangs ist zunächst der Fall eines isotropen, homogenen
Gesteins zugrundegelegt. Bei inhomogenem, anisotropem Gestein haben die Anordnung und die Eigenschaften von Mineralkörnern oder Komponenten im Gestein (Homogenität) und die Orientierung des Trennflächengefüges im Gebirge d. h. die Anisotropie, einen großen Einfluss auf die Gebirgslösung (THURO &
SPAUN 1996 b).
2.1.5
Messgrößen zur Erfassung der Bohrbarkeit
An Untersuchungen vor Ort haben sich zwei Leitparameter als besonders aussagekräftig erwiesen:
(1) Die (Netto-) Bohrgeschwindigkeit für den Bohrfortschritt
(2) die Standzeit der Bohrkronen quantitativ als Lebensdauer einer Bohrkrone stellvertretend für den
Verschleiß in einem Gestein oder Gebirge und der qualitative Verschleiß der Bohrkronen aufgrund des Verschleißtyps.
Als wichtigster Leitwert der Bohrbarkeit gilt der Bohrfortschritt in einem bestimmten Gebirge. Die Bohrgeschwindigkeit (DIN 20301) wird aus der Einzelbohrzeit (Nettobohrzeit DIN 20301) ermittelt, die benötigt
wird, um ein Sprengloch herzustellen. Demgegenüber haben sich die Bohrzeit (Zeit, um einen Abschlag zu
bohren) und die Vortriebsleistung als weniger günstig erwiesen, um die Zusammenhänge mit gesteinstechnischen Parametern nachzuweisen.
Der Bohrkronenverschleiß lässt sich quantitativ als Standzeit der Bohrkrone bis zum notwendigen Auswechseln erfassen. Die Standzeit berechnet sich aus den gebohrten Laufmetern (Spreng- und Ankerlöcher), die
durch die Anzahl der verbrauchten Bohrkronen geteilt werden. Nach DIN 20301 wird dieser Parameter als
„Gesamtstandlänge“ bezeichnet. Dieser Ausdruck hat sich jedoch im fachlichen Sprachgebrauch nicht
durchgesetzt.
Bohrgeschwindigkeit =
Standzeit =
Bohrlochtiefe
Nettobohrzeit
 m 
 min 
Gesamt − Bohrmeter
 m 
Anzahl der Bohrkronen  Krone 
(Gleichung 1)
(Gleichung 2)
2.1.5.1 Ermittlung der Bohrgeschwindigkeit
Die Nettobohrgeschwindigkeit ist diejenige Geschwindigkeit, mit der ein Bohrgerät in ein Gestein vordringt. Die Nettobohrzeit bezeichnet die mittels Stoppuhr gemessene Zeit, die eine einzelne Bohrlafette vom
Bohransatz bis zur Endteufe benötigt. Die Bohrgeschwindigkeit errechnet sich aus der Bohrlochlänge und
der zugehörigen Nettobohrzeit und gibt den Bohrfortschritt in Metern pro Minute an.
14
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Die Bestimmung der Bohrlochlänge gestaltet sich dann einfach, wenn die Angriffstiefe der Futterlänge der
Bohrlafette, z. B. 4,0 m, entspricht. In diesem Fall wird immer bis zum Anschlag gebohrt. Der überwiegende
Anteil der Messungen wird i.a. aber an kürzeren Bohrlöchern durchgeführt, deren Länge sich aus der festgelegten Angriffstiefe ergibt, jedoch stichprobenartig mit einem Meterstab überprüft werden sollte. Häufig
werden von den Mineuren auch Farbmarkierungen an der Bohrlafette angebracht, an denen sich die Bohrtiefe direkt ablesen lässt. Es sollte danach getrachtet werden, mit einer hohen Zahl von Einzelmessungen (ca.
30 – 50 Werte) eine möglichst aussagekräftige, statistische Datenerhebung durchzuführen. Dabei muss – wegen der relativ ungenauen Bestimmung der Bohrlochtiefe – ein Messfehler von ca. 10 % angenommen werden.
Der Einfluss der Nettobohrzeit auf die Vortriebsleistung kann anhand der Bohrzeit (Bruttobohrzeit) eines
Abschlags abgelesen werden. Sie besteht aus der Summe von Einzel-Nettobohrzeit, Umsetzzeit der Bohrlafette(n) zu einem neuen Bohransatzpunkt, Anbohrzeit, Rüstzeit und allen Nebenarbeiten, die dem Bohren
unmittelbar dienen (kurzfristige Wartung, Reparatur von Hydraulikschläuchen, Bohrkronenwechsel). Praktisch jedoch gehen das Bohren der Sprenglöcher, das Ankerbohren und das Besetzen derselben mit Munition
(„Nachlauf Laden“) fließend ineinander über. Die Bohrzeit ist deswegen als statistisch erzeugter Parameter
allein nicht gut zur Charakterisierung des Bohrfortschritts geeignet. Insbesondere ist eine Berechnung der
Bohrgeschwindigkeit über die Bruttobohrzeit entsprechend ungenau. Die Auswertung der Bohrzeit erfolgt
am besten mit Tortendiagrammen, die durch die Anteile von Bohren, Nachlauf Laden, Schuttern und Sichern
den gesamten Arbeitsablauf im Vortrieb für einen gewählten Homogenbereich veranschaulichen.
Obwohl die Nettobohrgeschwindigkeit für den Vergleich der verschiedenen Gesteine bzw. Gebirge am besten geeignet ist, sind auch Betrachtungen zur Vortriebsleistung von großem Interesse. Da die Leistung eng
mit dem Arbeitsablauf im Vortrieb verbunden ist, lässt sich beispielsweise mit ihr eine Verzögerung des
Vortriebs wegen erschwerter Bohrbarkeit am besten begründen. Allerdings spielen eine Reihe von baubetrieblichen Faktoren eine Rolle, so dass die Vortriebsleistung weniger gut geeignet ist, um die Bohrbarkeit
von Gesteinen bzw. des Gebirges zu untersuchen.
2.1.5.2 Ermittlung der Standzeit der Bohrkronen
Die Standzeit (oder Gesamtstandlänge nach DIN 20301) berechnet sich aus den gebohrten Laufmetern
(Spreng- und Ankerlöcher), die durch die Anzahl der verbrauchten Bohrkronen geteilt werden, und besitzt
somit die Dimension Meter pro Krone.
Für jeden Bohrwagen setzen sich die gebohrten Strecken zusammen aus:
Summe aller Sprenglöcher mal Angriffstiefe,
Summe aller Ankerlöcher mal Ankerlänge,
Summe aller Abschläge der betrachteten Formation.
Ein Problem besteht darin, dass häufig unterschiedliche Bohrkronen parallel benutzt werden, d. h.
unterschiedliche Bohrkronentypen, wie unterschiedliche Stiftanzahl (z. B. 8- und 9-Stiftkronen
mit unterschiedlichen Stiftformen), unterschiedliche Anordnung der Spüllöcher oder unterschiedliche Materialgüte (durch verschiedene Fabrikate) und
unterschiedliche Bohrkronendurchmesser, wie beispielsweise ∅ 48 mm für SN-Anker, ∅ 45 mm
für Sprengbohrlöcher. Eine Trennung zwischen Vortriebs- und Ankerbohren ist oftmals nicht
möglich, da in der Regel nach dem Ankerbohren die Kronen für das Vortriebsbohren nicht ausgewechselt werden.
Man muss sich deshalb im Klaren sein, dass es sich über größere Strecken immer um Mittelwerte handelt,
die nicht für die einzelne Bohrkrone gelten. Falls für die Berechnung später noch rekonstruiert werden soll,
welcher Bohrwagen in welchem Vortrieb gearbeitet hat, sollte der Betriebsablauf unter Tage genau mitverfolgt werden. Die Anzahl der verbrauchten Bohrkronen lässt sich aus den Magazinausgängen der Werkstatt
ermitteln. Dort sollten Datum, Anzahl, Typ und Fabrikat der ausgegebenen Bohrkronen mit ihrem Adressaten (Vortrieb/Bohrwagen, Kalotte, Strosse) vermerkt werden. Je länger die betrachtete Strecke (in Bohrmetern) und je mehr Bohrkronen verbraucht werden, desto höher ist auch die Qualität der erhaltenen Ergebnisse. In der Regel sollte eine Mindeststrecke mit etwa 5 Bohrkronenwechseln gewählt werden. Dabei muss erfahrungsgemäß mit einem relativen Fehler von etwa ±5% gerechnet werden.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
15
2.1.5.3 Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Bohrkronen
Einen wichtigen Hinweis auf die Abrasivität eines Gesteins stellt die Analyse der abgenutzten Bohrkronen
dar. Der Verschleiß der Bohrkronen tritt in drei Grundformen auf, die je nach Ausbildung des Gebirges miteinander kombiniert sind:
Verschleiß der Hartmetallstifte (Höhenverschleiß)
Verschleiß des Bohrstahls (Kaliber- oder Durchmesserverschleiß)
Abbrechen von Stiften als Folge zu hoher Scherbelastung
Diese Grundformen lassen sich noch weiter spezifizieren und in insgesamt 6 Verschleißtypen unterteilen
(Abb. 17). Um den Schadensursachen bzw. qualitativen Zusammenhängen zwischen Verschleiß und Gestein
auf den Grund zu gehen, werden in der Regel die ausgewechselten Bohrkronen (jeweils etwa 100 Stück) gemäß ihrer Verschleißform nach den Kriterien der Abb. 17 bzw. Tab. 3 klassiert und der prozentuale Anteil
jeder Klasse für die untersuchten Gesteine ermittelt.
Normaler Verschleiß: Bei stark abrasiven und sehr harten Gesteinen, z. B. bei Quarziten, Gangquarzen,
verkieselten Gesteinen, frischen Graniten und Gneisen, kommt es durch den hohen Quarzgehalt zur verstärkten Abnutzung der Hartmetallstifte der Bohrkrone. Die randlichen WIDIA-Einsätze werden dabei entsprechend der Form der Bohrlochwandung bzw. Bohrlochsohle zugeschliffen .
Trägerverschleiß (Kaliberverschleiß): Bei abrasiven, aber wenig harten Gesteinen, z. B. bei verwitterten
Graniten oder bei Sandsteinen, wird der Bohrstahl (Werkzeugträger) durch den Quarzgehalt weit stärker abgenutzt als die Hartmetallstifte (Werkzeugeinsätze). Als Folge der Schleifwirkung des Bohrschmants nimmt
der Kronendurchmesser (Kaliber) rasch ab, was bis zum Herausfallen oder -brechen der Stifte führen kann,
wenn die Bohrkrone nicht rechtzeitig ausgewechselt wird.
Sprödbruch/Totalausbruch: Kommt es des öfteren zum Festbohren oder Verklemmen der Bohrkrone an
der Bohrlochsohle oder zum Anschlagen gegen harte Komponenten, so entstehen durch diese Scherbelastung
Risse im Hartmetall, die bis zum Bruch des Einsatzes führen können. Typischerweise tritt dies aufgrund klaffender oder tonig-schluffig gefüllter Klüfte und aufgrund besonders harter Quarzit- und Gangquarzgerölle in
Konglomeraten und Fanglomeraten (mit weicher Matrix) auf. Dieser Verschleiß kann auch „selbst“ verursacht werden. Wird die bereits eingebaute Sicherung durchbohrt (Spritzbeton mit Baustahlmatten, Entlang/Vorbeibohren an Stahlbögen) oder werden Anker mit der Bohrlafette eingeschoben, so kann dies zur
gleichen Verschleißform der Bohrkrone (Stiftbruch) führen.
Eine Folge von Trägerverschleiß, Sprödbruch oder Totalausbruch kann der Totalverschleiß sein: Ist die
Krone bereits stark abgenutzt, so reißt das herausgebrochene Hartmetallstück, das nicht zermahlen und mit
dem Bohrschmant herausgefördert werden kann, durch die Rotation an der Bohrlochsohle noch weitere Stifte
aus dem Werkzeugträger. Das Ergebnis ist die sehr rasche und vollständige Zerstörung der Bohrkrone. Da
der Bohrfortschritt fast schlagartig auf Null absinkt, muss die restliche Energie des Anpressdrucks von Einsteckende und Bohrstange absorbiert werden, die ein solches Ereignis oft nicht ohne Bruch überstehen (sog.
„Bruchkatastrophe“).
Beim Kronenschaftbruch ist der Werkzeugträger unterhalb des mit Stiften besetzten Bereiches abgebrochen. Ursache ist in der Regel eine falsche Wahl der Bohrkrone, ein Materialfehler oder ein Gewaltschaden.
Die vorgestellten Verschleißtypen der Abb. 17 basieren auf zahlreichen Fallstudien aus dem europäischen
Raum. Die daraus gewonnene Verschleißcharakteristik kann wie ein Fingerabdruck dazu benutzt werden, um
die Abrasivität der Gesteine zu beurteilen und aufgetretene Bohrprobleme zu erkennen. Ein Beispiel für eine
Interpretation einer Verschleißcharakteristik mit verschiedenen Verschleißbildern in einer QuarzitTonschiefer-Wechselfolge ist in Abb. 18 gegeben.
Als Beispiel für eine Interpretation der Verschleißform wurde in Abb. 18 die statistische Auswertung von
100 Bohrkronen in Form eines Tortendiagramms zusammengestellt: Bei Kalk- & Mergelsteinen dominieren
Totalausbrüche von Hartmetallstiften aus der Bohrkrone zusammen mit Totalverschleiß (als Folge von Totalausbruch) und Sprödbrüchen von Stiften gegenüber Normalverschleiß, Kaliberverschleiß und Schaftbrüchen. Dies kommt hauptsächlich daher, weil durch den geringen äquivalenten Quarzanteil die Bohrkronen
fast nicht abgenutzt werden, sondern vor Ablauf ihrer möglichen Lebensdauer durch Gewaltschäden zerstört
werden. Diese Gewaltschäden werden meist durch das Bohren in die bereits bestehende Sicherung entlang
16
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
von Stahlbögen und durch Baustahlmatten hindurch verursacht sowie durch das Einschieben von Ankern mit
der Bohrlafette.
In der Arbeit von PLINNINGER (2002), die sich speziell mit dem Verschleiß beschäftigt, werden die Verschleißtypen weiter detailliert und in insgesamt 10 Verschleißklassen eingeteilt (Tab. 3). Diese Klassifikation
dient zur Verschleiß- und Schadenanalyse, bei der das Verschleißbild auf das gebohrte Gebirge bzw. auf die
Ursache für das oft vorzeitige Abnutzen der Bohrkronen zurückgeführt werden kann.
Verschleißtypen von Stiftbohrkronen
1
Normaler Verschleiß
Verschleiß der Hartmetallstifte - Abstumpfung
2
Trägerverschleiß
+ Sonderformen
2 a) Verschleiß des Trägermaterials (v.a. Schaft)
2 b) trompetenartige Erweiterung der Spüllöcher
2 c) Verlust der Mittelstifte (Trompetenbildung)
3
Sprödbruch
Bruch von Stiften aufgrund hoher Scherbelastung
4
Totalausbruch
Herausreißen von Stiften aus dem Trägermaterial
5
Totalverschleiß
Abnutzung der Bohrkrone bis zur Basis der Stifte
6
Kronenschaftbruch
Bruch des Schafts unterhalb des Stiftbereichs
Abb. 17: Verschleißtypen. Verschleißcharakteristik von Schaftbohrkronen zum Vortriebsbohren. Es können sechs
Verschleißtypen unterschieden werden (nach THURO 1996 a und THURO 2000).
(4) Totalausbruch
36%
27%
(5) Totalverschleiß
24%
8%
(6) Kronenschaftbruch
4%
(3) Sprödbruch
(2) Trägerverschleiß (1%)
(1) Normaler Verschleiß
Abb. 18: Beispiel für eine Verschleißcharakteristik von verbrauchten Bohrkronen. Kalke und Kalkmergel im
Rammersbergtunnel, Nantenbacher Kehre, geordnet nach Verschleißtypen der Abb. 17 (THURO 1996 a).
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Tab. 3:
17
Verschleißklassen. Erweiterte Einteilung der Verschleißform von Stiftbohrkronen in 10 Verschleißklassen
(aus PLINNINGER 2002 in Anlehnung an THURO 1996 a und THURO & PLINNINGER 1997) am Beispiel einer 9Stift-Krone mit sphärischen Einsätzen.
Verschleißart
Neues
Werkzeug
Abrasivverschleiß
Verschleiß
durch
Sprödbruch
Sonderund
Mischformen
Verschleißbild-Schema
Kürzel
K-0
Beschreibung
Fabrikneue, unbenutzte Stiftbohrkrone
K-A1
Normaler Verschleiß: Mehr oder minder gleichmäßiger Abtrag von Hartmetallstift und Werkzeugträgermaterial. Werkzeugwechsel nach Abnutzung bis
auf sinnvolles Niveau.
K-A2
Trägerverschleiß: Bevorzugter Abtrag des Werkzeugträgers. Bei ungenügender Werkstoffverbindung an der Basis des Hartmetallstifts besteht Gefahr eines A3-Verschleißes.
K-A3
Totalausbruch: Ausbruch von Hartmetallstiften
aufgrund fehlender Bettung und ungenügender
Werkstoffverbindung an der Basis der Stifte.
K-A4
Kaliberverschleiß: „Anschmiegen“ der Hartmetallstifte, Reduzierung des Kronendurchmessers.
K-A5
Fortgeschrittener Kaliberverschleiß / Totalausbruch: Überaus deutliche Reduzierung des Kronendurchmessers. Bruch und Ausbruch peripherer
Hartmetallstifte.
K-S1
Sprödbruch: Sprödbrüche innerhalb der Hartmetallstifte, die zur teilweisen Zerstörung führen.
K-S2
Totalausbruch: Vollständiger Ausbruch von Hartmetallstiften durch Versagen der Verbindung zwischen Werkzeugträger und Hartmetall
K-S3
Kronenschaftbruch: Bruch des Kronenschafts unterhalb des mit Stiften besetzten Bereiches
K-So1
Totalverschleiß: Zuordnung zu Verschleißklassen
nur bedingt möglich.
K-So2
Erweiterung der Spülkanäle: u.U. bis hin zum
Ausfall der zentralen Hartmetallstifte und vollständigen Abtragung der Kronenstirn. In Kombination
mit anderen Verschleißklassen möglich.
18
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Abb. 19: Verschleißtypen von Stiftbohrkronen: Normaler Verschleiß, Trägerverschleiß, Sprödbruch,
Totalausbruch, Totalverschleiß (Michaelstunnel, Baden-Baden, Legende siehe Abb. 17).
2.1.6
Klassifikation der Bohrbarkeit
Oftmals stellt sich in der Baupraxis die Frage, welche Bohrgeschwindigkeiten oder Bohrkronenstandzeiten
auf eine erschwerte Bohrbarkeit hindeuten. Dazu kann das von THURO (1996) vorgestellte Klassifikationsdiagramm für die ermittelten Wertepaare von Bohrgeschwindigkeit und Bohrkronenstandzeit verwendet
werden. Für die am Markt erhältlichen verschiedenen Leistungsklassen von Bohrhämmern muss jeweils ein
eigenes Klassifikationsdiagramm aufgestellt werden, da die erzielbaren Bohrgeschwindigkeiten bei ein und
demselben Gestein entsprechend unterschiedlich ausfallen. In Abb. 20 sind drei Leistungsklassen von
Schlagbohrhämmern am Beispiel der erzielbaren Bohrgeschwindigkeiten in Innsbrucker Quarzphyllit (Inntaltunnel, Innsbruck) zusammengestellt. Bezogen auf den heutigen Leistungsstandard (20 kW) liegen die
Bohrgeschwindigkeiten des 15 kW-Hammers bei nur etwa 75%, des schwächsten 7,5 kW-Hammers sogar
nur bei weniger als 50%.
Das Diagramm (Abb. 21) zeigt Referenzwerte für die 20 kW-Standardleistungsklasse aus verschiedenen Gesteinstypen bzw. aus den zugehörigen Gebirgstypen. In diese Zusammenstellung flossen Werte aus bisher 20
verschiedenen Tunnelprojekten ein. 15-kW-Bohrhämmer sind demgegenüber heute nur noch untergeordnet
in Gebrauch. Die beiden linearen Einteilungen von Verschleiß und Bohrgeschwindigkeit spannen eine Matrix auf, die alle Kombinationen der beiden Größen erlaubt. Die zunächst willkürlich erscheinenden Feldgrenzen haben sich in der Praxis vielfach bewährt. Beispielsweise gilt als normal bohrbar üblicherweise ein „geringer“ Verschleiß bei „hoher“ Bohrgeschwindigkeit. Aber auch „sehr hohe“ Bohrgeschwindigkeiten und ein
„mittlerer“ Verschleiß werden als normal bohrbar bezeichnet, ebenso wie eine „mittlere“ Bohrgeschwindigkeit und „sehr geringer“ Verschleiß.
Die zusätzlich eingezeichnete Korrelationskurve gibt einen Trend der verknüpften Parameter an: Er besagt,
dass in der Regel hoher Verschleiß auch mit einer geringen Bohrgeschwindigkeit verbunden ist, niedriger
Verschleiß mit hoher Bohrgeschwindigkeit. Diese Regel wird dabei überwiegend von Kalken durchbrochen,
die durch ihren geringen bis sehr geringen Verschleiß und ebenfalls durch ihre mittleren bis geringen Bohrgeschwindigkeiten auffallen. Obwohl es Tendenzen für schwer bohrbare Gesteine gibt, können die meisten
der abgebildeten Gesteinsgruppen nicht pauschal als schwer oder leicht bohrbar bezeichnet werden. Vielmehr liegt dies in den geotechnischen Eigenschaften der Gesteine begründet, die auch innerhalb eines Gesteinstyps sehr unterschiedlich sein können. Die Eigenschaften der Gesteine und des Gebirges werden eingehend in Abschnitt 3.3 Geologische Faktoren ab Seite 70 behandelt.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
19
Bohrgeschwindigkeit [%]
0
50
75
100
1,20 m/min
(46%)
COP 1032 HD (7,5 kW)
Bohrhammertyp
25
1,95 m/min
(74%)
COP 1238 ME (15 kW)
2,62 m/min
(100%)
COP 1440 (20 kW)
0
1
2
3
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
Abb. 20: Leistungsklassen von Schlagbohrhämmern am Beispiel der erzielbaren, mittleren Bohrgeschwindigkeiten in
Innsbrucker Quarzphyllit (Inntaltunnel, Innsbruck).
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
5
ht
ht
nic irklic
rw
ve
4
Legende
sehr gering
gering
mittel
hoch
sehr hoch
extrem hoch
Verschleiß
lei
no
rm
al
it
ke
r
ba
hr
o
B
ch
t
sehr hoch
hoch
3
sc
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er
2
se
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hw
er
1
sc
mittel
hw
er
ht
nic
v
i rk
erw
lic
ht
gering
20 kW-Bohrhammer
sehr gering
0
0
500
1000
1500
2000
Sandsteine
Kon- & Fanglomerate
Kalk- & Mergelsteine
Anhydrit
verkieselter Dolomit
Granit
Quarzporphyr
Marmore
Quarzite
Tonschiefer
(Quarz-) Phyllite
Quarz-Biotit-Schiefer
Quarz-Muskovit-Sch.
Muskovit-Schiefer
Gneis
Amphibolit
2500
Standzeit [m/Krone]
Abb. 21: Klassifikationsdiagramm einiger Gesteine für die 20 kW-Leistungsklasse von Bohrhämmern. Wertepaare aus
20 Tunnelprojekten. Die eingezeichnete Linie soll lediglich einen Trend andeuten.
20
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.2 Sprengen – Bohr- und Sprengvortrieb
Da die Sprengbarkeit und insbesondere die Sprengtechnik keinen besonderen Schwerpunkt dieser Arbeit bilden, sind im folgenden nur einige notwendige Begriffe erläutert. Einen knappen Überblick über moderne
Sprengverfahren im Tunnelbau geben GIRMSCHEID (2000: 79-125) und MAIDL (1997: 56-87). In WILD
(1984), HEINZE (1993), LANGEFORS & KIHLSTRÖM (1978) werden die Sprengstoffe, Zündmittel und Sprengtechnik detailliert behandelt.
2.2.1
Sprengstoffe
Als Sprengstoffe im weiteren Sinn bezeichnet man Verbindungen oder Gemische, die bei Entzündung, z. B.
durch Erwärmung, Schlag oder Initialzündung, eine Explosion oder Detonation hervorrufen (GIRMSCHEID
2000: 79). Zu den Gemischen gehört beispielsweise Schwarzpulver, zu den molekularen Verbindungen zählen Ammoniumnitrat (NH4NO3), Nitroglycerin, Pentrit oder Trotyl (Trinitrotoluol).
Die chemische Umsetzung der Explosionsstoffe während eines Sprengvorgangs erfolgt durch Oxidation, bei
der Wärme und gasförmige Reaktionsprodukte freigesetzt werden. Bei der Reaktion von Sprengstoffen unterscheidet man die Explosion (bei Gemischen wie Schwarzpulver) von der Detonation (Zerfall von Sprengstoffmolekülen wie z. B. Ammoniumnitrat). Die Detonation läuft wesentlich schneller ab als die Explosion.
Je nach Reaktionsgeschwindigkeit (300 – 8000 m/s) entsteht eine eher treibende oder aber eine zertrümmernde Wirkung (MAIDL 1994: 137, WILD 1984: 28, HEINZE 1993: 30 f.). Beim Abbau von Gestein sind
beide Wirkungen erwünscht, nämlich eine Schlagphase, in der das Gestein gelöst und zertrümmert wird, sowie eine Gasphase, in der es weggeschleudert wird. Im Steinbruchbetrieb beispielsweise werden deshalb
häufig verschiedene Sprengstoffe gemischt. Zur Erhöhung der Gasphase werden Brennstoffe wie z. B. Zellulose oder Dieselöl zugemischt. Es entwickeln sich in der Gasphase ca. 0,7 -1,0 m³ Verbrennungsgase pro Kilogramm Sprengstoff. Diese Gase dringen in die feinen Strukturrisse des Gesteins ein, kerben es und werfen
es durch ihre expansive Wirkung (GIRMSCHEID 2000: 79).
Die wichtigsten Sprengstoffkennwerte nach MAIDL (1994), HEINZE (1993) und GIRMSCHEID (2000) sind:
Dichte: 0,8 – 1,6 kg/Liter
Gasdruck ist der Explosionsdruck der Gase in einem vorgegebenen Raum. Der Gasdruck nimmt
mit dem Werfen des Gebirges durch Volumenexpansion ab.
Normalvolumen, auch Schwaden- oder spezifisches Gasvolumen genannt. Darunter versteht man
das Volumen der durch die explosive Umsetzung entstehenden Gase bei 0 °C und Atmosphärendruck. Das Volumen wird in Liter/kg Sprengstoff angegeben.
Detonationsgeschwindigkeit ist die Fortpflanzungsgeschwindigkeit der Detonationsfront (Welle) im Sprengstoff. Sie beträgt je nach Spreng- und Zündstoff sowie Anwendungsbedingungen bis
über 8000 m/s.
Ladedichte ist das Verhältnis des Gewichtes des Sprengstoffes zum Volumen des Laderaumes
[kg/cm³].
Brisanz bezeichnet den zertrümmernden oder stauchenden Effekt einer Ladung auf die unmittelbare Umgebung. Sie ist ein Maß für die Leistungsfähigkeit eines Sprengstoffes. Die Brisanzunterschiede verschiedener Sprengstoffe kann man aus dem Produkt aus Ladedichte, Normalvolumen
und Detonationsgeschwindigkeit ermitteln. Je größer dieser Wert ist, desto höher ist auch die Brisanz des Sprengstoffes. Hohe Brisanz führt zur Zertrümmerung der Gesteine, geringe Brisanz zur
Rissbildung.
Energie / Explosionswärme liegt in der Bandbreite von 3300 – 5500 kJ/kg. Diese Werte sind im
Vergleich zu anderen Energieträgern (z. B. Heizöl) klein. Durch die sehr kurzen Reaktionszeiten
ergeben sich aber enorme Leistungen.
Die projektspezifische, richtige Wahl des Sprengstoffes entscheidet noch weitestgehend über die Leistungsfähigkeit und Wirtschaftlichkeit des Sprengvortriebs. Zur Durchführung von Sprengarbeiten stehen zahlreiche Sprengstoffe zur Verfügung:
Gelatinöse Sprengstoffe (patroniert und als Sprengschnur)
Pulverförmige Sprengstoffe
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
21
Emulsionen
ANFO (Ammoniumnitrat with fuel oil)
Eine Vielzahl von Faktoren beeinflusst die Entscheidung für den projektspezifischen Einsatz der Sprengstoffe. Die wichtigsten Einflussfaktoren sind die Geologie und der Querschnitt. Die Anforderungen der Umwelt
in bezug auf Sprengerschütterungen, Lärm und Gewässerschutz beeinflussen jedoch die Wahl des richtigen
Sprengstoffes immer stärker. Im Tunnelbau werden meist patronierte Sprengstoffe mit einem Durchmesser
von 40 mm verwendet. Diese werden in Sprenglochdurchmessern von 45 – 52 mm eingesetzt, um einen optimalen Bohrlochbefüllungsgrad zu erreichen.
Die bei den vorliegenden Projekten zum Einsatz gekommenen Sprengstoffe waren ausschließlich gelatinöse
Sprengstoffe wie beispielsweise Ammon Gelit 2. Diese sind universell einsetzbar, besitzen eine hohe Energiedichte, eine mittlere Detonationsgeschwindigkeit und sind wasserfest. Üblicherweise werden sie in Form
von Patronen und Sprengschnüren geliefert und lassen sich leicht mit dem Ladestock besetzen.
Gelatinöse Sprengstoffe haben die höchste Energiedichte. Dies ist gerade im Bohrlochtiefsten, wo die Verspannung des Gebirges am höchsten ist, ein großer Vorteil. Mit gelatinösen Sprengstoffen kann man in ein
Bohrloch 20% mehr wirksame Sprengstoffe laden als bei Emulsionen. Bei Emulsionssprengstoffen müssen
mindestens 10% mehr Löcher gebohrt werden.
2.2.2
Zündmittel
Als Zündstoffe zur Auslösung der Sprengung verwendet man z. B. Knallquecksilber (Quecksilberfulminat),
Bleiazid oder Bleitrinitroresorzinat. Zündstoffe sind hochempfindliche Sprengstoffe, die schon in geringen
Mengen zur Detonation gebracht werden können. Die Zündstoffe dienen zur Initialzündung von Sprengstoffen. Sie werden in Zündkapseln verwendet und elektrisch oder pyrotechnisch gezündet.
Die Sprengstoffe, die hauptsächlich im Tunnelbau verwendet werden, sind so handhabungssicher, dass sie
nicht direkt durch eine Zeitzündschnur oder Flamme zur Detonation gebracht werden können. Zu diesem
Zweck verwendet man Sprengkapseln bzw. Zünder.
Der Erfolg der Sprengung hängt u. a. wesentlich von der Genauigkeit des Zündzeitpunktes und der Zuverlässigkeit des eingesetzten Zündmittels ab. Neben der inzwischen bedeutungslosen Zündschnurzündung verfügt
die heutige Sprengtechnik über drei Zündsysteme:
pyrotechnische Zündung
elektrische Zündung
elektronische Zündung
Zur pyrotechnischen Zündung kann man die Zeit-Zündschnur und den Zündschlauch (NONEL, DYNASHOC)
verwenden. Die Zeit-Zündschnur besteht aus einer Schwarzpulverseele, die mit einem Textil- und/oder
Kunststoffschlauch umhüllt ist. Die Brenndauer beträgt ca. 150 s/m. Die pyrotechnische Zündung mit ZeitZündschnüren und Sprengschnüren wird heute aus handhabungstechnischen Gründen fast nicht mehr angewendet. Hingegen ist das Zündschlauchsystem (nichtelektrische Zündung) heute eine echte Alternative zu
den elektrischen Zündungen. Die Schlauchzündung hat im Tunnelbau damit größere Bedeutung erlangt.
Die bei den behandelten Projekten verwendeten Zünder waren elektrische Zeitzünder (Millisekundenzünder)
mit Kurzzeitintervallen (20 ... 30 msec)
2.2.3
Sprengverfahren unter Tage
Das Sprengschema ist die zwingend notwendige Grundlage für das Bohren und Sprengen des Abschlags.
Beim Sprengvortrieb im Tunnelbau ist nur eine freie Fläche vorhanden – die Ortsbrust. Daher muss zur Lösung der Verspannung eine zweite freie Fläche durch den Einbruch geschaffen werden, damit die Helferladungen zeitlich verzögert ringweise den Fels werfen können. Die jeweiligen Gebirgsverhältnisse sowie die
Bohr- und Schuttergeräte müssen berücksichtigt werden, um ein gutes Sprengergebnis zu erreichen.
Das Sprengbild (vgl. Beispiel Abb. 22) zeigt folgende Informationen, wie sich die Ortsbrust öffnen soll:
wo der Einbruch liegt, mit dem das Werfen der Ortsbrust beginnt,
wie der Einbruch ins Tiefste vordringt,
wie er sich stufenweise auf den Soll-Querschnitt ausweitet.
22
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Das Sprengbild in Abb. 22 ist unterteilt in:
Einbruch (Löcher 0 und 1)
Helfer- bzw. Erweiterungsschüsse (Löcher 2 – 6)
Kranzschüsse, die unterteilt sind in Sohlschüsse, Ulmenschüsse, Gewölbeschüsse (Löcher 7 – 10)
Das Sprengbild zeigt im Grundriss und in der Ansicht die Ansatzpunkte der Bohrlöcher. Ferner werden
Richtung und Tiefe der Bohrlöcher dargestellt. Dazu gehören die Angaben über die Art und Menge des verwendeten Sprengstoffs sowie die Abmessungen der Sprengpatronen. Ebenso müssen das Zündverfahren und
die Zündfolge der Sprengladungen enthalten sein.
Ein gut durchdachtes Sprengschema mit der entsprechenden Ladungsbestückung führt zu einer hohen Abschlagwirkung, vermeidet weitgehend Mehrausbruch und schont das Gebirge.
Die Ziele eines guten Sprengschemas sind:
optimale Nutzung der eingesetzten Sprengmittel
hoher Abschlagswirkungsgrad
gute Zerkleinerung des Haufwerks
optimaler Böschungswinkel für das Schuttergerät
Profilgenauigkeit
Schonung des hohlraumumgebenden Gesteins
hohe Vortriebsgeschwindigkeit
möglichst geringe Erschütterung für Anwohner
Um die genannten Ziele zu erreichen, muss auch das Bohrgerät in Beweglichkeit und Präzision den Anforderungen des Sprengschemas gerecht werden.
Kranzlöcher
Helferlöcher
Löcher für
den Einbruch
Helferlöcher
Kranzlöcher
Abb. 22: Keileinbruch mit senkrechter Anordnung des Keils (MAIDL 1994: 143, Bild 151). Tunnelprofil und Aufsicht.
Einbruchtechniken der Ortsbrust
Der Einbruch hat für den Erfolg der Sprengung, insbesondere für den Abschlagwirkungsgrad, eine große
Bedeutung. Da die Bohrlöcher für den Sprengvortrieb mehr oder weniger senkrecht zur Tunnelbrust gebohrt
und mit einer gestreckten Ladung besetzt werden, ist ihre Sprengwirkung senkrecht zur Tunnelachse gerichtet. Für eine Vortriebssprengung muss der Einbruch die entscheidende zweite Fläche in die Ortsbrust schlagen, und zwar bis zur vorgesehenen Abschlagtiefe. Um dies zu erreichen, müssen die Bohrungen des Einbruchs um ca. 15 – 20 cm tiefer gebohrt werden. Dadurch wird für die folgenden Helferreihen die Ortsbrust
entspannt. Aufgrund des großen Zwangs für die Einbruchschüsse ist der spezifische Sprengstoffbedarf im
Einbruchbereich größer. Bei Einbrüchen wird zwischen Schräg- und Paralleleinbrüchen unterschieden. Heute verwendet man meist den Keil- und Großbohrlocheinbruch.
Die älteste Einbruchform sind Schrägeinbrüche (Abb. 22), bei denen die Bohrlöcher keil-, kegel- oder fächerförmig gebohrt werden. Diese Einbrüche sind deshalb so beliebt, weil ihr Wirkungsmechanismus leicht
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
23
verständlich ist. Der V-förmige Einbruch bzw. Wurf erfolgt keilförmig in die Ortsbrust. Diese Wurfform ist
energetisch sehr günstig, da der Keil über seine Flanken durch den Gasdruck herausgeschoben und gleichzeitig zertrümmert wird. Die Bohrung von Schrägeinbrüchen erfordert jedoch von den Mineuren ein sehr gutes
räumliches Vorstellungsvermögen oder aber eine entsprechende automatische Steuerung.
2.2.4
Zerstörungsvorgang im Gebirge
Bei der Betrachtung des Zerstörungsmechanismus beim Sprengen ist davon auszugehen, dass dynamische
(durch den Detonationsstoß) und quasistatische Belastung (durch den sich danach entwickelnden Gasdruck)
stets im Zusammenhang auftreten und in ihrer komplexen Wirkung betrachtet werden müssen. Der im Ergebnis einer Sprengung aufgetretene Zerstörungseffekt ist beiden Komponenten gemeinsam zuzuordnen,
wobei der Charakter der komplexen Wirkung und die Anteile dieser beiden Komponenten an der Zerstörung
sowohl von den sprengtechnologischen Bedingungen als auch den Eigenschaften des gesprengten Mediums
abhängig sind. Weiterhin ist zu beachten, dass es sich beim zu sprengenden Gebirge stets um ein Medium
mit vorgegebenen Trennflächen unterschiedlichster Art und Ausbildung handelt. Aufgrund dieser Tatsachen
entzieht sich gegenwärtig der Mechanismus der Gesteinszerstörung beim Sprengen noch weitgehend einer
exakten wissenschaftlich fundierten Beschreibung (HEINZE 1993: 35 f.).
Grundlegende phänomenologische Untersuchungen des Bruchmechanismus haben insbesondere KUTTER &
FAIRHURST (1971) durch experimentelle Trennung der beiden Belastungskomponenten erzielt. Danach lassen sich der Bruchmechanismus und die dabei wirkenden Gesetzmäßigkeiten wie folgt beschreiben (Abb.
23):
Durch die dynamische Belastung wird ein sich unmittelbar an die druckzerstörte Zone (1) anschließender Bereich dichter radialer Risse (2), die an ihren Enden zusammenlaufen und durch
die Entlastungswelle tangential abgelenkt werden, erzeugt. Dieser Bereich endet bei dem Radius,
wo die tangentialen Zugspannungen der Spannungswelle unter die dynamische Zugfestigkeit des
Materials abfallen.
Diesem inneren Bereich schließt sich ein Ring weiter auseinanderliegender Radialrisse an (3).
Diese Radialrisse stellen die Verlängerung einiger einzelner Risse des inneren Bereiches dar. Ihre
Entstehung beruht auf der Tatsache, dass zur Verlängerung eines Risses eine wesentlich geringere
Energie erforderlich ist als zur Neubildung eines Risses, d.h., dass einzelne Risse auch dann noch
verlängert werden, wenn die tangentiale Zugspannung der Spannungswelle bereits unter den kritischen Wert zur Neubildung von Rissen abgesunken ist.
Bei Beginn der Verlängerung der Radialrisse an den Stellen, die eine maximale Verringerung der
Dehnungsenergie sichern, werden in ihrer unmittelbaren Umgebung die Spannungen abgebaut, so
dass sich keine weiteren verlängerten Radialrisse ausbilden können. Ihre Reichweite ist von der
Zugfestigkeit des Mediums, seiner Wellengeschwindigkeit, dem Detonationsdruck und der Detonationsgeschwindigkeit sowie seiner Energieabsorption abhängig.
Eine Erhöhung der Lademenge bzw. der Ladungsenergie über einen Optimalwert hinaus führt nicht zu einer
Vergrößerung der Reichweite bzw. Verbesserung der Zertrümmerung in diesem Bereich.
Abb. 23: Sprengwirkung: Zerstörungsmechanismus in einem homogenen Material ohne freie Oberflächen (Heinze
1993: 36, Bild 1.4.8).
24
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Die Sprengwirkung in einem homogenen, isotropen Material ist in Abb. 24 wiedergegeben. Man unterteilt
den Schuss in vier Wirkungszonen. Der Schuss ist wirksam, wenn die Wurfzone von der freien Fläche geschnitten wird. Um die größte Wirkung zu erzielen, müssen die einzelnen Ladungen eines Abschlags sich
gegenseitig freie Flächen schaffen. Das heißt: die Ladungen müssen gruppenweise in einer räumlichen und
zeitlichen Folge detonieren (Abb. 25). Dies wird durch Zeitzünder erreicht, die gruppenweise geschaltet sind.
Im Tunnelbau steht beim Vollausbruch der ersten Schussgruppe nur die volle Ortsbrust als freie Fläche zur
Verfügung (Abb. 22). Abb. 25 zeigt schematisch die gegenseitige Unterstützung der einzelnen Schüsse beim
Zünden mit elektrischen Millisekundenzündern. Die erste Gruppe wirft einen Keil aus: während dieses Ablaufs detoniert um den ersten Einbruch die zweite Einbruchgruppe, die nun zwei „freie“ Flächen vorfindet,
nämlich die Ortsbrust und den kollabierten Einbruchkeil. Die Folgeschüsse haben dadurch eine größere Wirkung, dass die Verspannung der Wand sukzessive im Millisekundenbereich gelöst wird. Am Schluss folgt
die Zündung der äußeren (engständigen) Kranzlöcher. Diese werden meist schonend gesprengt, um eine hohe Profilgenauigkeit zu erreichen.
Wirkungszonen
Das Gestein wird
I Zermalmungszone
zermalmt (pulverisiert)
II Wurfzone
zerbrochen und geschleudert
III Zerreißungszone
zerbrochen, aber nicht mehr
bewegt
IV Erschütterungszone
nur noch erschüttert
Abb. 24: Sprengwirkung in einem homogenen, isotropen Material mit freier Oberfläche (MAIDL 1994: 140, Bild 147).
Abb. 25: Gegenseitige Unterstützung der Schüsse beim Millisekundenschießen (GIRMSCHEID 2000: 94, Bild 6.3-19).
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.2.5
25
Messgrößen zur Erfassung der Sprengbarkeit
Ähnlich wie bei der Definition der Bohrbarkeit wird unter Sprengbarkeit die „Eigenschaft des Materials, die
das Verhalten (Widerstand) beim Sprengen kennzeichnet“ verstanden (LEINS & THUM 1970: 25). Als Maß
für die Sprengbarkeit der einzelnen Gebirgstypen wurde der spezifische Sprengstoffverbrauch (spez. Sprengstoffaufwand) in der Kalotte ausgewertet. Er berechnet sich aus:
spezifischer Sprengstoffverbrauch =
Sprengstoffmasse des Abschlags  kg 
Sprengquerschnitt × Abschlagtiefe  m 3 
(Gleichung 3)
Als rein statistischer Wert gibt der spezifische Sprengstoffverbrauch nur an, wie viel Munition aufgewendet
werden muss, um einen Abschlag vorgegebener Dimension zu werfen. Dabei wird die tatsächlich erreichte
Abschlagslänge i.d.R. gerade auf 0,5 m genau, ein möglicherweise erzeugtes Unter- oder Überprofil praktisch nicht berücksichtigt.
Neben Ausbruchsquerschnitt, Abschlagslänge und Sprengstoffart (hochbrisant oder eher treibend) ist für die
Sprengbarkeit und damit den Sprengstoffverbrauch vor allem die Verbandsfestigkeit des Gebirges maßgebend (LEINS & THUM 1979: 11 ff., WILD 1984: 121), welche besonders aufgrund der Entfestigung durch das
Trennflächengefüge (Durchtrennungsgrad) bestimmt werden kann. Da der Sprengmeister allein mit seiner
Erfahrung abschätzen muss, wie viel Sprengkraft in die Trennflächen nutzlos verpuffen wird, ergibt sich erfahrungsgemäß eine relativ große Varianz der verwendeten Munitionsmengen und damit eine große Streuung der Werte des spez. Sprengstoffverbrauchs.
2.2.6
Klassifikation der Sprengbarkeit
Zur Beurteilung der Sprengbarkeit wurde die Arbeit von LEINS & THUM (1970: 67) benutzt. Dabei musste
die Skala der Sprengbarkeitsgrade, die hauptsächlich in den Sandsteinen des Ruhrkarbons entwickelt wurde,
nach oben hin stark erweitert werden (Tab. 4). Leider gibt es international noch keine gängige Einteilung der
Sprengbarkeit (z.B. in FOURNEY 1993).
Tab. 4:
Einteilung der Sprengbarkeit in Sprengbarkeitsgrade nach LEINS & THUM (1970), nach oben hin erweitert
nach eigenen Erfahrungswerten.
Sprengbarkeitsgrad
(nach LEINS & THUM 1970)
Vorstollen
kg/m³
Kalottenvortrieb
kg/m³
Vollausbruch
kg/m³
leicht schiessbar
1,0 - 2,0
0,2 - 0,7
0,1 - 0,4
mittelschwer schiessbar
2,0 - 3,5
0,7 - 1,3
0,4 - 0,8
schwer schiessbar
3,5 - 5,0
1,3 - 2,1
0,8 - 1,3
Vorstollen
Kalottenvortrieb
Vollausbruch
sehr schwer schiessbar
--
2,1 - 3,0
(1,3 - 2,0)
extrem schwer schiessbar
--
> 3,0
(> 2,0)
Sprengbarkeitsgrad
(erweiterte Skala)
Da die Sprengbarkeit kein spezielles Thema dieser Arbeit bildete, wurde sie lediglich als „Begleitwert“ zusätzlich zu den Untersuchungen der Bohrbarkeit aufgezeichnet und nur in einigen Diagrammen ausgewertet.
26
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.3 Fräsen – Vortrieb mit Teilschnittmaschinen
Da hier nur eine knappe Einführung in die technischen Aspekte des Vortriebs mit Teilschnittmaschinen gegeben wird, welche allein die Gebirgslösung betrifft, sei auf die ausführlicheren Beschreibungen von GIRMSCHEID (2000: 131-152), MENZEL & FRENYO (1981) und MAIDL & HANDKE (1989) verwiesen.
2.3.1
Geräte
Beim Vortrieb mit einer Teilschnittmaschine (Fräsmaschine, Tunnelfräse, Streckenvortriebsmaschine), erfolgt der Ausbruch unter Verwendung eines schwenkbar montierten Fräskopfes. Zum gegenwärtigen Zeitpunkt werden drei verschiedene Formen des Arbeitsgeräts eingesetzt:
(1) Baggeranbaufräsen; Der Fräskopf ist als austauschbares Werkzeug auf einem Tunnelbagger montiert
(2) Selbstfahrende Teilschnittmaschinen und Fräslader. Wegen der großen Gewichte dieser Maschinen erfolgt die Fortbewegung üblicherweise mittels eines Raupenfahrwerks.
(3) Schildmaschinen mit teilflächigem Abbau durch Fräsen („SM-T“)
Die im Tunnelbau eingesetzten Typen lassen sich durch die Konstruktion ihres auf dem Ausleger montierten
Fräs- bzw. Schneidkopfes unterscheiden (vgl. Abb. 28):
Beim Querschneidkopf rotiert der Schneidkopf in Achse des Auslegers
Beim Längsschneidkopf rotiert der Schneidkopf quer zur Achse des Auslegers
Die Vor- und Nachteile der verschiedenen Bauarten in Bezug auf Profilierung und Schneidverhalten werden
u.a. von GEHRING (1989), KLEINERT (1989), MAIDL (1994: 185 ff.) und MENZEL & FRENYO (1981) zusammenfassend diskutiert. Prinzipiell ist der Längsschneidkopf eher für weniger feste Gesteine, der Querschneidkopf auch für Gesteine hoher Druckfestigkeit geeignet.
Ein wesentlicher Faktor für die Fräsleistung und Effektivität der eingesetzten Fräse in einem Gebirge ist die
Konstruktion und Geometrie des Schneidkopfes sowie die Anzahl, Anordnung und Bauart der eingesetzten
Lösewerkzeuge – der sogenannten Rundschaftmeißel.
Im Zuge der Anwendung der Neuen Österreichischen Tunnelbauweise NÖT haben sich für die im Hohlraumbau eingesetzten Teilschnittmaschinen teleskopierbare Ausleger bewährt, die das Fräsen eines Abschlages „aus dem Stand“ ermöglichen. Die Abb. 26 zeigt eine typische, im Tunnelbau eingesetzte Teilschnittmaschine mit 300 kW installierter Fräsleistung vom Typ PAURAT E 242 mit Längsschneidkopf.
Tab. 5:
Größenkategorien heute eingesetzter Teilschnittmaschinen (nach LAMMER & GEHRING 1998)
Gewichtsklasse
Gewichtsbereich
[t]
Schrämkopfleistung
[kW]
normaler Fräsbereich
erweiterter Fräsbereich
Querschnitt
[m²]
max. σ
[MPa]
Querschnitt
[m²]
max. σ
[MPa]
Leicht
8 - 40
50 - 170
≈ 25
60 - 80
≈ 40
20 - 40
Mittel
40 - 70
160 - 230
≈ 30
80 - 100
≈ 60
40 - 60
Schwer
70 - 110
250 - 300
≈ 40
100 - 120
≈ 70
50 - 70
Überschwer
> 100
350 - 400
≈ 45
120 - 140
≈ 80
80 - 110
σ – einaxiale Druckfestigkeit des Gesteins
Teilschnittmaschinen werden den individuellen Projektanforderungen angepasst und schwanken daher in
Gesamtgewicht und installierter Antriebsleistung erheblich. Baggeranbaufräsen und Fräslader sind aufgrund
relativ niedriger installierter Fräsleistungen in erster Linie für den Abbau von leicht lösbarem Gestein oder
für kleinere Profile geeignet. Sie werden nur in Ausnahmefällen für Vortriebsarbeiten verwendet. Häufiger
werden sog. selbstfahrende Teilschnittmaschinen eingesetzt, die fast ausschließlich auf Raupenfahrwerke
aufgebaut werden. Zum gegenwärtigen Zeitpunkt sind Gewichte von 8 t bis 140 t und installierte Antriebsleistungen von 20 kW bis 400 kW realisiert worden. Bei den zum gegenwärtigen Zeitpunkt im Tunnelbau
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
27
eingesetzten Maschinen lassen sich hinsichtlich Maschinengröße und -leistung folgende vier Kategorien unterscheiden (Tab. 5, nach LAMMER & GEHRING, 1998). Die Angaben der einaxialen Druckfestigkeiten sind
lediglich Anhaltspunkte.
Längsschneidkopf mit
Rundschaftmeißeln
Teleskopierbarer
Ausleger
Förderband
Führerstand
Ladetisch mit
Scherenförderer
Raupenfahrwerk
Abb. 26: Typische, im Tunnelbau eingesetzte schwere Teilschnittmaschine. Typ Paurat E 242 mit teleskopierbarem
Ausleger und Längsschneidkopf, 120 t Gesamtgewicht und 300 kW installierter Fräsleistung (nach PAURAT
1995, Firmenunterlagen)
28
2.3.2
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Ausbruchsverfahren
Der Krafteintrag ins Gebirge erfolgt bei einer Teilschnittmaschine durch Rotation des Schneidkopfes sowie
dessen Andruck an das Gebirge während der Schwenkbewegung des Schneidauslegers. Zu Beginn des Fräsvorgangs muss zunächst ein sogenannter „Einbruch“ in der Ortsbrust hergestellt werden. Von diesem ausgehend wird nun der gesamte Abschlag ausgebrochen. Je nach Rotationsrichtung des Schneidkopfes in Bezug
auf die Schwenkrichtung ist dabei der Ausbruch mit progressivem Schneiden („Unterschneiden“) oder degressivem Schneiden („Überschneiden“) möglich (Abb. 27).
Abb. 27: Prinzip des progressiven und degressiven Schneidvorgangs (Fräsvorgangs) bei der Gebirgslösung durch eine
Teilschnittmaschine (aus PLINNINGER 2002, nach MENZEL & FRENYO 1981: 285)
Beim Ausbruch mit Längsschneidkopf können – bei wenig festem Gebirge – beide Schneidvorgänge zur
Anwendung kommen, indem von einem zentralen Einbruch nach oben/unten, diagonal oder rechts/links geschnitten werden kann. In sehr festem Gebirge ist der Vortrieb nur noch mit progressivem Schneiden möglich (MENZEL & FRENYO 1981), wobei sich nachteilig auswirkt, dass durch Leerbewegungen des
Schneidarms der Zeitaufwand für einen Abschlag erhöht wird.
Die üblicherweise eingesetzten Querschneidköpfe rotieren ausschließlich nach vorne. Ähnlich wie beim
Längsschneidkopf wird empfohlen, bei schwer lösbarem Gebirge im progressiven Schneiden auszubrechen
(MENZEL & FRENYO 1981), d.h. von einem im Firstbereich des Querschnitts befindlichen Einbruch aus nach
unten zu arbeiten (Abb. 28). Ist - in leicht lösbarem Gebirge - auch degressives Schneiden möglich, so besitzt
das Arbeiten von der Sohle ausgehend nach oben den Vorteil, dass das gelöste Gestein nach unten in den bereits ausgebrochenen Hohlraum fallen kann. Der Schneidkopf bewegt sich also immer aus dem Haufwerk
heraus, statt beim Arbeiten nach unten bereits gelöstes Haufwerk erneut aufzuarbeiten.
a) Einsatz eines Längsschneidkopfs
in leicht lösbarem Gebirge:
Vom zentralen Einbruch aus wird die
Ortsbrust in alle Richtungen sowohl im
progressiven als auch degressiven
Schneidvorgang ausgebrochen.
b) Einsatz eines Längsschneidkopfs
in schwer lösbarem Gebirge:
Vom zentralen Einbruch aus wird die
Ortsbrust nur im progressiven Schneiden ausgebrochen, wobei Leerbewegungen des Schneidauslegers entstehen.
c) Einsatz eines Querschneidkopfs
in schwer lösbarem Gebirge:
Vom in der Firste gelegenen Einbruch
aus wird die Ortsbrust im progressiven
Schneiden ausgebrochen. Nachteilig
wirkt sich aus, dass dabei immer wieder bereits gelöstes Haufwerk aufgearbeitet wird.
Abb. 28: Beispielhafte Schemazeichnungen zum Fräsvorgang beim Einsatz einer Teilschnittmaschine (nach
PLINNINGER 2002, in Anlehnung an MENZEL & FRENYO 1981: 285)
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Rundschaftmeißel
29
Eingriff ins
Gebirge
Abb. 29: Querschneidkopf einer 300 kW Teilschnittmaschine mit den ringförmig angeordneten Rundschaftmeißeln
(Altenbergtunnel, Idar-Oberstein). Der Vorschub erfolgt quer zur Achse (im Bild nach links).
Vorschub
Rotation um die
Längsachse
Rundschaftmeißel
Rotation
Abb. 30: Längsschneidkopf einer 300 kW Teilschnittmaschine mit den spiralförmig angeordneten Rundschaftmeißeln
(Meisterntunnel, Bad Wildbad).
Der Fräsvorgang kann nach PLINNINGER (2002) durch Variation zahlreicher Parameter (Tab. 6) sowohl bei
der generellen Maschinenauslegung als auch beim Einsatz vor Ort an die jeweiligen Verhältnisse angepasst
werden.
30
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Tab. 6:
2.3.3
Variationsmöglichkeiten beim Einsatz einer Teilschnittmaschine (PLINNINGER 2002).
Zu variierende Größe
Variation durch
Maschinengröße und Antriebsleistung [kW]
Auswahl der Maschinentype
Auslegung und Bestückung des Schneidkopfs
Auswahl der Schneidkopftype
Fräsgeschwindigkeit [m²/h]
Rotationsgeschwindigkeit des Schneidkopfs,
Auswahl des Maschinengetriebes
Schwenkgeschwindigkeit
Einstellung durch den Maschinenführer
Spanvorgabe [cm]
Einstellung durch den Maschinenführer
Meißelform, Meißelgröße
Auswahl der Meißeltype
Rundschaftmeißel
Zur Bestückung des Schneidkopfes stehen für die beschriebenen Maschinen eine Vielzahl von Schneidwerkzeugen verschiedener Hersteller zur Verfügung. Zunächst können zwei grundsätzliche Bauformen unterschieden werden: Radialmeißel (=„Flachmeißel“) sowie Rundschaftmeißel (=„Kegelmeißel“; Abb. 31).
Flachmeißel
Boart Longyear HWF82
Flachmeißel
Boart Longyear HWF91
Rundschaftmeißel
Boart Longyear HWF82
Rundschaftmeißel
Boart Longyear HWF91
Abb. 31: Typische Bauformen von Radialmeißeln und Rundschaftmeißeln im Überblick. Von links: Flachmeißel
Boart Longyear HWF82 und HWF91, Rundschaftmeißel Boart Longyear HWF82 und HWF91.
Nach PLINNINGER (2002) zeichnen sich Rundschaftmeißel im Einsatz durch eine Reihe von Vorteilen gegenüber Radialmeißeln aus, wie z.B. längere Werkzeugstandlängen (etwa doppelte Standlänge eines Flachmeißels, HURT & MACANDREW 1985) bei gleichzeitig über lange Zeiträume nahezu konstant bleibender Löseleistung (HURT & MACANDREW 1985) oder besseres Kühlvermögen (GEHRING 1974). Sie haben sich
deswegen in Deutschland sowohl im Tunnelvortrieb als auch im Steinkohlebergbau (WILHELM 1992) durchgesetzt.
Im Tunnelbau kommen fast ausschließlich Rundschaftmeißel mit Kegelstift zum Einsatz. Diese Rundschaftmeißel bestehen aus einem relativ weichen, aber zähen Werkzeugträger aus Stahl, in den ein Werkzeugeinsatz aus sehr hartem, jedoch sprödem Wolframcarbid (Hartmetall, WIDIA, MOHS´sche Härte ca. 9½)
eingesetzt ist. Die Lösearbeit verrichtet dabei primär der Hartmetallstift, der sich durch die Eigenrotation des
Kegelmeißels in seiner Fassung kontinuierlich selbst anschärft. Auslegung und Aussehen der Rundschaftmeißel werden von den Herstellern in einer breiten Vielfalt variiert (PLINNINGER 2002). Die Abb. 32 gibt einen Überblick über die möglichen Formen von gebräuchlichen Rundschaftmeißeln.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
31
Abb. 32: Variationsmöglichkeiten bei der Auslegung von Rundschaftmeißeln für Teilschnittmaschinen im Tunnelbau
(zusammengestellt von PLINNINGER 2002 nach verschiedenen Herstellerangaben).
Bei der Auswahl des Meißeltyps spielen hauptsächlich die Abmessungen und die Form des Trägermaterials
und des Hartmetalleinsatzes, die Schneidhöhe des Rundschaftmeißels ab Meißelhalter und der Durchmesser
des Rundschaftmeißel-Schaftes eine entscheidende Rolle. Je nach Gesteinsbedingungen wird der optimale
Typ von Rundschaftmeißel ausgewählt. Dabei sind die Gesteinsfestigkeit und -zähigkeit sowie der Gehalt an
schleißscharfen Mineralen im Gestein die ausschlaggebenden Faktoren. Während des Vortriebes reagiert der
Unternehmer oder Lieferant mit unterschiedlichen Rundschaftmeißel-Typen auf das Verschleißbild, um so
die Standzeit der Rundschaftmeißel zu optimieren. Als Faustregeln können gelten:
32
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
1. Je härter und zäher ein Gestein ist, umso größer wird der Durchmesser des Hartmetalleinsatzes gewählt. Dabei wird das Trägermaterial auf ein notwendiges Minimum beschränkt.
2. Für weniger hartes, aber abrasives Gestein werden mittelgroße Hartmetall-Durchmesser gewählt,
umgeben von massivem Trägermaterial. Dadurch soll das Herunterschleifen des Trägermaterials
(Auswaschen) und damit der Verlust des Hartmetalleinsatzes möglichst lang verhindert werden. In
weichem Gestein kann auch mit einem breiten Rundschaftmeißel eine noch genügend hohe NettoFräsleistung erreicht werden. Die Erhöhung des Energieaufwandes fällt hier nicht ins Gewicht.
3. Bei hartem, weniger abrasivem Gestein kommen Rundschaftmeißel mit schlanken Hartmetalleinsätzen und minimalem Trägermaterial zum Einsatz (sogenannte „Low Energy Picks“).
Mit den Möglichkeiten der Weiterentwicklung von Rundschaftmeißeln und Schneidsystemen von Teilschnittmaschinen setzen sich besonders LAMMER & GEHRING (1998) auseinander.
2.3.4
Fräsvorgang
Für einen einzelnen Rundschaftmeißel lässt sich der eigentliche Schneidvorgang anhand Abb. 33 erläutern
(PLINNINGER 2002).
Phase 1:
Krafteinleitung
Über die Hartmetallspitze werden Kräfte
in das Gebirge eingeleitet. Die Resultierende der Kraft setzt sich dabei aus den
Teilvektoren Rotation und Andruck zusammen. Es kommt zur Ausbildung einer Zermalmungszone , ein Spannungsfeld baut sich - zunächst in
Richtung der Resultierenden - im Gebirge auf.
Phase 2:
Rissbildung und Rissausbreitung
Mit steigender Spannung bildet sich
durch die Nähe der „freien Oberfläche“ des letzten Abschlags eine deutliche Asymmetrie im Spannungsfeld
aus. Das Gebirge verformt sich duktil,
bis es - bei lokaler Überschreitung der
Festigkeit - zur Ausbildung von Brüchen kommt, die sich bei weiterer
Erhöhung der Spannung ausbreiten.
Phase 3:
Durchreißen und Entfernung der
Bruchstücke
Mit der vollständigen Durchtrennung
des Gebirges werden die Spannungen
schlagartig abgebaut. Durch Weiterbewegung des Meißels, aber auch
durch ein elastisches „Rückfedern“
des entspannten Gebirges werden die
Bruchstücke und das Mahlfein der
Zermalmungszone vom Untergrund
abgetrennt und entfernt.
Abb. 33: Schematische Zeichnungen zum Ablauf des Zerspanungsvorgangs unter einem Rundschaftmeißel beim
eigentlichen „Schneiden“ (Fräsen) am Kopf einer Teilschnittmaschine (in Anlehnung an GEHRING 1972 und
Untersuchungen von PLINNINGER 2002).
Art und Grad der Interaktion zwischen auf benachbarten Schneidspuren laufenden Meißeln ist im wesentlichen von der spezifischen Konstruktion des Schneidkopfes und der Schneidvorgabe abhängig.
Obwohl das eben dargestellte „Spanen“ der in der Regel am häufigsten stattfindende Vorgang bei der Gebirgslösung ist, kann gerade bei Fällen von besonders günstigem oder ungünstigem Leistungs- oder Verschleißverhalten auch auf andere Vorgänge geschlossen werden (DEKETH et. al. 1996, 1998). Ausgehend von
Inhomogenitäten und Trennflächen im Gebirge oder Einflüssen von Maschinenseite kann es neben dem eben
beschriebenen „Schneiden“ (Fräsen) auch zu den mit den Schlagwörtern „Kratzen“ und „Reißen“ beschriebenen Vorgängen kommen (PLINNINGER 2002). Die nachfolgenden Schemata (Abb. 34) sollen zur Veranschaulichung dieser drei Vorgänge dienen.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
33
Kratzen („Scraping“)
Das Werkzeug gleitet über die Oberfläche, ohne ausreichend tief
in das Gestein einzugreifen.
Löseleistung:
niedrig
Vorherrschende Verschleißarten1:
Thermischer Verschleiß, Abrasivverschleiß
Verschleißrate:
hoch
Schneiden oder Spanen („Cutting“)
Das Werkzeug greift in die Gesteinsoberfläche ein, Gestein wird
durch Ausbildung von „Chips“ gelöst.
Löseleistung:
durchschnittlich
Vorherrschende Verschleißarten:
Abrasivverschleiß, u.U. Verschleiß durch Sprödbruch
Verschleißrate:
von den abrasiven Eigenschaften des Gesteins abhängig
Reißen („Ripping“)
Das Werkzeug ist in der Lage, unter Aktivierung vorhandener
Trennflächen ganze Gesteinskörper herauszureißen.
Löseleistung:
hoch
Vorherrschende Verschleißarten:
Verschleiß durch Sprödbruch, Abrasivverschleiß
Verschleißrate:
niedrig bis hoch
Abb. 34: Schematische Darstellung und Beschreibung der Lösungsvorgänge „Kratzen“, „Spanen“ und „Reißen“ beim
Einsatz einer Teilschnittmaschine nach PLINNINGER (2002).
1
Die Angabe der vorherrschenden Verschleißart bezieht sich auf die in Tab. 7, S. 38 dargestellten Verschleißarten
(Abrasivverschleiß / Verschleiß durch Sprödbruch / Thermischer Verschleiß).
34
2.3.5
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Messgrößen zur Erfassung der Fräsbarkeit
Analog zur Erfassung der Bohrbarkeit werden zwei Leitparameter zur Beschreibung der Fräsbarkeit herangezogen: Es sind dies
(1) die Fräsleistung, gemessen in gelösten Festkubikmeter Fels pro Arbeitsstunde
(2) und der Meißelverschleiß quantitativ als Verbrauch von (Rundschaft-) Meißeln pro Festkubikmeter gelösten Fels (spezifischer Meißelverbrauch) und qualitativ aufgrund des Verschleißtyps
(Abb. 36) oder der Verschleißklasse (Tab. 7)
Fräsleistung =
Gelöstes Volumen  m3 
 h 
Nettofräszeit
 
Meißelverbrauch =
Anzahl Rundschaftmeißel
Gelöstes Volumen
(Gleichung 4)
 Meißel 
 m3 
(Gleichung 5)
Die Netto-Fräsleistung wird dabei im Gegensatz zur Brutto-Fräsleistung ohne Stillstandzeiten gerechnet, die
z.B. bei hohem Materialanfall für Schuttern oder bei Staubentwicklung für das Bewässern der Ortsbrust benötigt werden.
Der Verbrauch an Rundschaftmeißeln lässt sich quantitativ über die Standzeit des Meißels bis zum notwendigen Auswechseln erfassen. Die gelöste Kubatur lässt sich dabei sehr einfach über die Regelprofile, bei höheren Ansprüchen an die Genauigkeit auch über die Aufmassprotokolle ermitteln.
2.3.5.1 Erfassung der Fräsleistung
Die Nettofräsleistung (Schneidleistung) – in der Folge vereinfachend als Fräsleistung bezeichnet – wird aus
dem Volumen (Festkubatur) berechnet, das eine Teilschnittmaschine in einer definierten Zeiteinheit aus der
Ortsbrust lösen kann. Da es beim Fräsen eines Abschlages i.d.R. immer wieder zu Arbeitsunterbrechungen
kommt (z.B. durch Umsetzen der Maschine oder durch Sichtbehinderung), werden meist die Unterbrechungszeiten z.B. mit einer Stopuhr gemessen und von der Bruttofräszeit (d.h. der Zeit, die benötigt wird,
um den gesamten Abschlag auszubrechen) abgezogen.
Die Bestimmung der Festkubatur des Abschlages gestaltet sich dann einfach, wenn ein exaktes Aufmaß des
ausgebrochenen Hohlraums erfolgt. Hauptsächlich werden die Abschläge jedoch über das – für die Ausbruchsklasse festgelegte – Regelprofil erfasst, das mit der pro Arbeitstag vorgetriebenen Tunnelstrecke multipliziert wird. Auftretende Über- oder Unterprofile sollten jedoch nach Möglichkeit in die Berechnung mit
einfließen um die Messfehler zu reduzieren.
Diese Messmethode scheint relativ einfach, bedingt aber, dass sich derjenige, dem die Messung obliegt, über
den gesamten Abschlag vor Ort befindet und den Fräsvorgang genau beobachtet. Kommt es zu häufigen Arbeitsunterbrechungen – z.B. durch Probleme oder Sichtbehinderung – kann es sogar ausgesprochen schwierig sein, das Fräsen an der Ortsbrust und beispielsweise den Leerlauf des Fräskopfes exakt voneinander zu
trennen. Man muss deshalb davon ausgehen, dass die Aufzeichnung der Nettofräsleistung deutlich ungenauer
ist, als die Ermittlung der Bohrgeschwindigkeit beim Sprenglochbohren. So muss mit einem Messfehler von
ca. 10-20% gerechnet werden.
Die Bruttofräszeit, insbesondere wenn sie über einen größeren Zeitraum als Vortriebsleistung berechnet
wird, ist vor allem abhängig von der Verfügbarkeit der Teilschnittmaschine. Die Verfügbarkeit bezeichnet
die Betriebsbereitschaft der Teilschnittmaschine angegeben als Anteil (in Prozent) der Gesamtarbeitszeit abzüglich aller Ausfallszeiten durch Wartung, Meißelwechsel, Umsetzen (z.B. im Ausbruchsquerschnitt), Maschinendefekte oder durch Probleme beim Abfördern des Fräsgutes innerhalb der TSM (Ladetisch, Kettenförderer). Der Ausnutzungsgrad der Teilschnittmaschine hingegen beinhaltet zusätzlich Zeiten für den Einbau der Sicherung und Stillstandzeiten durch nicht zeitschlüssigen Abtransport des Fräsguts durch die
Schutterfahrzeuge im Tunnel. Damit ist der Ausnutzungsgrad sowohl von der Qualität des Gebirges (also
den geologischen Verhältnissen) und als auch von der Baulogistik abhängig.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
35
Verfügbarkeit und Ausnutzungsgrad sind als statistisch erzeugte Parameter zwar ein wichtiges Indiz für eine
Qualitätsbeurteilung der Vortriebsmannschaften und der Vortriebsleistung, jedoch für die Beurteilung der
Fräsbarkeit des Gebirges nur bedingt brauchbar. Insbesondere müssen Überlegungen zur Gebirgsklassifizierung, zum eingesetzten Sicherungssystem und zum Baubetrieb angestellt werden, um solche Ergebnisse in
einen Kontext bezüglich der Gesteinszerkleinerung zu bringen.
Auch hier kann die Auswertung der Vortriebsleistung – analog zur Auswertung der (Gesamt-) Bohrzeit (vgl.
Abschnitt 2.1.5) – mit Tortendiagrammen erfolgen, die durch die Anteile von Nettofräszeit, Schuttern, Sichern und Ausfallzeiten durch Wartung, Meißelwechsel und Defekten den gesamten Arbeitsablauf im betrachteten Vortrieb für einen gewählten Homogenbereich veranschaulichen.
2.3.5.2 Ermittlung des spezifischen Meißelverbrauchs
Der spezifische Meißelverschleiß berechnet sich aus der Anzahl der verbrauchten (bzw. ausgewechselten)
Rundschaftmeißel, die durch das gefräste Volumen (die Festkubatur) des Gebirges geteilt werden, und besitzt somit die Dimension Meißel pro Kubikmeter.
Für jede eingesetzte Teilschnittmaschine setzt sich das gefräste Volumen zusammen aus:
dem Produkt aus Regelquerschnitt mal gefräster Angriffstiefe oder
dem Produkt des gleitenden Mittelwertes der Aufmasse mal gefräster Angriffstiefe
bzw. der Summe aller Volumina der betrachteten Formation.
Für jeden Austauschzeitpunkt (i.d.R. mindestens ein Abschlag) werden die verbrauchten Meißel gezählt und
der spezifische Meißelverschleiß berechnet. Da diese Werte unter Umständen stark schwanken können, werden vorläufig meist gleitende Mittelwerte berechnet und später (oder abschließend) für einen betrachteten
Homogenbereich ein arithmetischer Mittelwert festgehalten.
Ein Problem besteht darin, dass häufig unterschiedliche Formen von Rundschaftmeißeln parallel benutzt
werden, d. h.
unterschiedliche Rundschaffmeißeltypen abhängig von der Position am Fräskopf, wie beispielsweise eher massige Formen an exponierten Stellen (Spitze beim Längsschneidkopf, Außenring
beim Querschneidkopf)
unterschiedliche Qualitäten/Fabrikate z.B. qualitativ hochwertigere Rundschaffmeißeltypen an
exponierten Stellen (s.o.), um den Verschleiß und die Zeiten für Meißelwechsel zu minimieren
Bei den erhaltenen Werten handelt es sich durchwegs um Mittelwerte, die niemals für den einzelnen Rundschaftmeißel gelten. Falls für die Berechnung später noch rekonstruiert werden soll, welche Teilschnittmaschine in welchem Vortrieb gearbeitet hat, sollte der Betriebsablauf unter Tage genau mitverfolgt werden.
Die Anzahl der verbrauchten Rundschaftmeißel lässt sich aus den Magazinausgängen der Werkstatt ermitteln, im ungünstigsten Fall aus der Buchhaltung. Dort sollten Datum, Anzahl, Typ und Fabrikat der ausgegebenen Rundschaftmeißel mit ihrem Adressaten (Vortrieb/TSM) vermerkt werden. Je länger die betrachtete
Tunnelstrecke und je mehr Rundschaftmeißel verbraucht werden, desto höher ist auch die Qualität der erhaltenen Ergebnisse. In der Regel sollte – je nach Meißelverbrauch – eine Mindeststrecke von etwa 5 Abschlägen gewählt werden. Dabei muss erfahrungsgemäß mit einem relativen Fehler von etwa 10% gerechnet werden.
2.3.5.3 Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Rundschaftmeißel
Analog zur Bohrbarkeit (vgl. Abschnitt 2.1.5 auf Seite 13) lassen sich wichtige Aussagen über Ursachen von
hohem Verschleiß über eine Klassifizierung der verbrauchten Rundschaftmeißel erhalten (Qualitativer Verschleiß, Verschleißcharakteristik). Der Verschleiß der Rundschaftmeißel tritt auch hier in drei Grundformen
auf, die je nach Ausbildung des Gebirges miteinander kombiniert sind:
Verschleiß der Hartmetalleinsätze (Höhenverschleiß)
Verschleiß des Trägermaterials
Brechen von Hartmetalleinsätzen als Folge zu hoher Scherbelastung
Diese Grundformen lassen sich noch weiter spezifizieren und in insgesamt 7 Verschleißtypen unterteilen
(Abb. 36). Um den Schadensursachen bzw. qualitativen Zusammenhängen zwischen Verschleiß und Gestein
auf den Grund zu gehen, werden in der Regel die ausgewechselten Bohrkronen (jeweils etwa 100 Stück) ge-
36
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
mäß ihrer Verschleißform nach den Kriterien der Abb. 36 bzw. Tab. 7 klassiert und der prozentuale Anteil
jeder Klasse für die untersuchten Gesteine ermittelt.
Normaler Verschleiß: Bei abrasiven und sehr harten Gesteinen, z. B. bei gut gebundenen Sandsteinen,
kommt es durch den hohen Quarzgehalt zur gleichmäßigen und – durch die Rotation des Rundschaftmeißels
– symmetrischen Abnutzung des Hartmetalleinsatzes und des Trägermaterials.
Trägerverschleiß: Bei abrasiven, aber wenig harten Gesteinen, z. B. bei mürben Sandsteinen, wird das Trägermaterial durch den Quarzgehalt weit stärker abgenutzt als der Hartmetalleinsatz. Als Folge der Schleifwirkung des Fräsgutes nimmt der Kegeldurchmesser rasch ab, was bis zum Herausreißen oder Abscheren des
Hartmetalleinsatzes führen kann, wenn der Rundschaftmeißel nicht rechtzeitig ausgewechselt wird.
Sprödbruch/Totalausbruch: Kommt es des öfteren zum Anschlagen des Rundschaftmeißels gegen harte
Komponenten, so entstehen durch diese Scherbelastung Risse im Hartmetall, die bis zum Bruch oder gar
zum vollständigen Herausreißen des Einsatzes führen können. Typischerweise tritt dies aufgrund klaffender
oder tonig-schluffig gefüllter Klüfte und aufgrund besonders harter Quarzit- und Gangquarzgerölle in Konglomeraten und Fanglomeraten (mit weicher Matrix) auf. Dieser Verschleiß kann auch „selbst“ verursacht
werden. Wird die bereits eingebaute Sicherung mit dem Schneidkopf angefräst (Spritzbeton mit Baustahlmatten, Entlangfräsen an Stahlbögen oder Spießen/Dielen), so kann dies zur gleichen Verschleißform der
Rundschaftmeißel führen.
Eine Folge von Trägerverschleiß, Sprödbruch oder Totalausbruch kann der Totalverschleiß sein: Fällt der
Hartmetalleinsatz ganz oder teilweise heraus, so ist der Werkzeugträger nicht mehr vor der abrasiven Wirkung des Gebirges geschützt. Das Ergebnis ist das sehr rasche und vollständige Abschleifen des Rundschaftmeißels z.T. bereits nach wenigen weiteren Umdrehungen des Fräskopfes. Dabei besteht die Gefahr,
dass die Werkzeughalter ebenfalls beschädigt werden. Dies kommt häufiger bei den an exponierter Stelle des
Fräskopfes angebrachten Rundschaftmeißeln vor, die als erste und am stärksten in das Gebirge eingreifen.
Beim Meißelschaftbruch ist der Rundschaftmeißel unterhalb des Trägerkegels am Schaft und damit oberhalb des Meißelhalters abgebrochen. Ursache ist in der Regel eine falsche Wahl des Meißeltyps für die Halterung oder den Fräskopf bezogen auf die Rotationsgeschwindigkeit und den Anpressdruck der Teilschnittmaschine.
Beim asymmetrischen Verschleiß ist der Rundschaftmeißel stark einseitig abgenutzt, was durch ein Blockieren der Drehung in den Meißelhaltern hervorgerufen wird. Ursache sind häufig extrem harte und/oder
abrasive Gesteine, bei denen es gar nicht erst möglich ist, einen Einbruch zu fräsen oder bei denen es zu einer ruckartig-schlagenden Bewegung des Fräskopfes während des Fräsvorganges kommt.
Der vorgestellten Verschleißtypen der Abb. 36 basieren auf zahlreichen Fallstudien aus dem europäischen
Raum. Die daraus gewonnene Verschleißcharakteristik kann wie ein Fingerabdruck dazu benutzt werden, um
die Abrasivität der Gesteine zu beurteilen und aufgetretene Fräsprobleme zu erkennen. Ein Beispiel für eine
Interpretation einer Verschleißcharakteristik mit verschiedenen Verschleißtypen (Abb. 35) in einer QuarzitTonschiefer-Wechselfolge ist in Abb. 37 gegeben.
Neuer Meißel
Abb. 35: Verschleißtypen von Rundschaftmeißeln (v.l.n.r.): Neuer Meißel, Normaler Verschleiß, asymmetrischer Verschleiß, Trägerverschleiß, Sprödbruch, Totalausbruch (Hartmetalleinsatz ist rotiert),
Totalausbruch, Totalverschleiß (Abwasserstollen Zeulenroda, Legende siehe Abb. 36, zugehörige
Statistik siehe Abb. 37).
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
37
Im Beispiel von Abb. 37, waren asymmetrischer Verschleiß, Sprödbrüche des Hartmetalls, Totalausbruch
von Hartmetallstiften und Totalverschleiß am meisten verbreitet. Diese Verschleißcharakteristik belegt nicht
nur die hohe Abrasivität der bei diesem Projekt überwiegend quarzitischen Gesteine sondern auch die ruckartig-schlagende Bewegung des Schneidkopfes an der Ortsbrust, die für hohe Gesteinsfestigkeiten typisch
ist. Zudem führt das Fräsen von harten und festen Gesteinsoberfläche zu hohen Temperaturen, was ungünstige Auswirkungen auf das Hartmetall und den Werkzeugstahl hat: Die Härte von Wolframcarbid sinkt rapide
mit steigender Temperatur, so dass Quarz zwischen 600°C und 800°C deutlich härter ist als Wolframcarbid.
Deshalb sinkt der Widerstand gegen den Verschleiß mit steigender Temperatur (PLINNINGER 2002).
Verschleißtypen von Rundschaftmeißeln
1
Normaler Verschleiß
Symmetrische Abnutzung des Hartmetallstifts
2
Trägerverschleiß
Bevorzugter Verschleiß des Trägermaterials
3
Sprödbruch
Sprödbrüche innerhalb von Stiften
4
Totalausbruch
Vollständiger Ausbruch von Hartmetallstiften
5
Totalverschleiß
Abnutzung des Meißels bis zur Schaftbasis
6
Meißelschaftbruch
Bruch des Schafts unterhalb des Trägerkegels
7
Asymmetrischer V.
Einseitige Abnutzung des Meißels
Abb. 36: Verschleißtypen. Verschleißcharakteristik von Teilschnittmaschinen-Rundschaftmeißeln. Es können sieben
Verschleißtypen unterschieden werden (nach THURO & PLINNINGER 1998 a, b).
(6) Meißelschaftbruch (1,5%)
(7) Asymmetrischer
Verschleiß
(5) Totalverschleiß
24%
31%
12%
11%
4%
16%
(4) Totalausbruch
(1) Normaler Verschleiß
(2) Trägerverschleiß
(3) Sprödbruch
Abb. 37: Beispiel für eine Verschleißcharakteristik von verbrauchten TSM-Rundschaftmeißeln. Quarzit-TonschieferWechselfolge im Abwasserstollen Zeulenroda geordnet nach Verschleißtypen der Abb. 36 (THURO &
PLINNINGER 1998 a, b). Verschleißbilder siehe Abb. 35.
38
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
In der Arbeit von PLINNINGER (2002), die sich speziell mit dem Verschleiß beschäftigt, werden die Verschleißtypen weiter detailliert und in insgesamt 11 Verschleißklassen weiter eingeteilt (Tab. 7). Diese Klassifikation dient zur Verschleiß- und Schadenanalyse, bei der das Verschleißbild auf das gefräste Gebirge bzw.
auf die Ursache für das oft vorzeitige Abnutzen der Rundschaftmeißel zurückgeführt werden kann.
Tab. 7:
Verschleißklassen. Erweiterte Einteilung der Verschleißform von Rundschaftmeißeln in 11
Verschleißklassen (aus PLINNINGER 2002 in Anlehnung an THURO 1996 a und THURO & PLINNINGER 1998 a,
b) am Beispiel eines Boart Longyear Rundschaftmeißels HWF82.
Verschleißart
Neues
Werkzeug
Abrasivverschleiß
Verschleiß
durch
Sprödbruch
Thermischer
Verschleiß
Sonderund
Mischformen
Verschleißbild-Schema
Kürzel
M-0
Beschreibung
Fabrikneuer, unbenutzter Rundschaftmeißel
M-A1
Normaler Verschleiß: Gleichmäßiger Abtrag von
Hartmetall und Werkzeugträgermaterial. Werkzeugwechsel nach Abnutzung bis auf sinnvolles Niveau.
M-A2
Trägerverschleiß: Bevorzugter Abtrag des Werkzeugträgers. Bei ungenügender Werkstoffverbindung an der Basis des Hartmetallstifts besteht Gefahr eines M-A3 (Ausbruch des Stiftes).
M-A3
Totalausbruch: Ausbruch des Hartmetallstiftes aufgrund fehlender seitlicher Bettung und ungenügender Werkstoffverbindung an der Basis des Hartmetallstifts.
M-S1
Sprödbruch: Sprödbrüche innerhalb des Hartmetallstifts, die zur teilweisen oder vollständigen Zerstörung führen.
M-S2
Totalausbruch: Vollständiger Ausbruch des Hartmetallstiftes durch Versagen der Verbindung zwischen Werkzeugträger und Hartmetall
M-S3
Meißelschaftbruch: Bruch des Meißelschafts unterhalb des Trägerkegels (oberhalb des Meißelhalters).
M-T
Thermischer Verschleiß: Verschleißbild entspricht
dem der Kategorien A+S, eventuell sind charakteristische Anlauffarben im Werkzeugträger erkennbar
M-So1
Totalverschleiß: Zuordnung zu Verschleißklassen
nicht oder nur bedingt möglich.
M-So2
Stiftverschleiß: Ausgeprägte Verflachung des
Hartmetallstifts
M-So3
Asymmetrischer Verschleiß: Ausgeprägt einseitige
Abnutzung des Rundschaftmeißels.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.3.6
39
Klassifikation der Fräsbarkeit
Um die Fräsbarkeit zu beurteilen, wird ein Klassifikationsdiagramm analog zur Klassifikation der Bohrbarkeit (Abschnitt 2.1.6 ab Seite 18) auf der Basis von Fräsleistung und Meißelverbrauch benötigt. Auch hier
muss für die am Markt erhältlichen verschiedenen Leistungsklassen von Teilschnittmaschinen jeweils ein eigenes Klassifikationsdiagramm aufgestellt werden. Das Diagramm (Abb. 38) zeigt Referenzwerte für die
300 kW-Standardleistungsklasse aus verschiedenen Gesteinstypen bzw. aus den zugehörigen Gebirgstypen
mit ihren jeweiligen, oft charakteristischen Ausbildungen. In diese Zusammenstellung flossen Werte aus fünf
verschiedenen Tunnelprojekten ein.
Die beiden Einteilungen von spezifischem Meißelverbrauch (Verschleiß; logarithmisch) und Fräsleistung
(Fräsgeschwindigkeit; linear) spannen eine Matrix auf, die alle Kombinationen der beiden Größen erlaubt.
Die zunächst wilkürlich erscheinenden Feldgrenzen haben sich in der Praxis bewährt. Beispielsweise gelten
nicht nur „hohe“ Fräsleistungen bei geringem Verschleiß als normal fräsbar, sondern auch eine „sehr hohe“
Fräsleistung bei einem „mittleren“ Verschleiß ebenso wie eine „mittlere“ Fräsleistung bei einem „sehr geringen“ Verschleiß.
Die zusätzlich eingezeichnete Korrelationskurve gibt einen Trend der verknüpften Parameter an: Er besagt,
dass in der Regel hoher Verschleiß auch mit einer geringen Fräsleistung verbunden ist, niedriger Verschleiß
mit hoher Fräsleistung. Obwohl es Tendenzen für schwer fräsbare Gesteine gibt, können die meisten der abgebildeten Gesteinsgruppen nicht pauschal als schwer oder leicht fräsbar bezeichnet werden. Vielmehr liegt
dies in den geotechnischen Eigenschaften der Gesteine begründet, die auch innerhalb eines Gesteinstyps sehr
unterschiedlich sein können. Zu den besonders schwer fräsbaren Gesteinen gehören beispielsweise Fanglomerate mit Komponenten hoher Festigkeit und Sandsteine mit harten Konkretionen (Quacken, Eisensandstein). Die Eigenschaften der Gesteine und des Gebirges werden eingehend in Abschnitt 3.3 Geologische
Faktoren ab Seite 70 behandelt.
sehr gering
gering
mittel
hoch
sehr hoch
extrem hoch
Verschleiß
225
it
ke
r
ba
äs
r
F
extem hoch
200
lei
c
ht
ht
nic irklic
rw
ve
175
Fräsleistung [m³/h]
Legende
150
sc
h
125
100
se
75
50
0
1
(tonig gebunden)
Sandsteine
(silikatisch gebunden)
sehr hoch
(mit Konkretionen)
Eisensandstein
hoch
we
r
Tonschluffsteine
Kreide
Kalk- & Mergelsteine
hr
sc
hw
er
0,5
Sandsteine
Sandsteine
ht
no
rm
al
mittel
ex
sc trem
hw
er
25
Fanglomerate
h
nic
0,25
0,1
0,05
ht
klic
r
i
rw
t ve
0,025
0,01
gering
sehr gering
Phyllite
Quarzphyllite
Phyllit-Karbonatschiefer
0,005
Spez. Meißelverbrauch [Meißel/m³]
Abb. 38: Klassifikationsdiagramm einiger Gesteine für die 300 kW-Leistungsklasse von Teilschnittmaschinen. Es
wurden Daten aus 5 Tunnelprojekten verwendet.
40
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.4 Schneiden – Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen
Leistungsanalysen beim Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen (TBM) gehören bereits seit langem zum Standard sowohl für die Kalkulation eines Vortriebs als auch für die Auswertung eines durchgeführten Bauvorhabens. Die Daten dieser Auswertung ergeben letztendlich eine gute Datenbasis für das nächste Projekt. Bezüglich theoretischer Überlegungen sei auf STEMPKOWSKI (1997) verwiesen, der die wesentlichen Kriterien
für Auswertung und Prognose zusammenfasst. GEHRING (1995, 1997) stellt detailliert Leistungs- und Verschleißprognosen im maschinellen Tunnelbau vor. BARTON (2000) behandelt zusammen mit seinem QSystem auch geotechnische Einflussfaktoren auf den Vortrieb mit TBM.
Wegen der großen Bandbreite von Typen und Anwendungsgebieten von TBM werden im Folgenden nur die
für diese Arbeit notwendigen Begriffe erläutert.
Einen aktuellen Überblick über die technischen und baubetrieblichen Aspekte von Tunnelbohrmaschinen geben MAIDL et al. (2001), GIRMSCHEID (2000: 395-433) und MAIDL (1994: 179-194). Der Deutsche Ausschuss für unterirdisches Bauen e.V. hat zusammen mit seinen Schwestergesellschaften, der Österreichischen
Gesellschaft für Geomechanik, der Forschungsgesellschaft für das Verkehrs- und Straßenwesen und der
Fachgruppe für Untertagebau des Schweizer Ingenieur- und Architektenvereins „Empfehlungen zur Auswahl
und Bewertung von Tunnelvortriebsmaschinen“ herausgegeben (DAUB 1997), mit denen eine detaillierte
Schilderung von Maschinentypen und Einsatzgebieten vorliegt.
2.4.1
Typen von Tunnelbohrmaschinen
Die verschiedenen Arten moderner Tunnelvortriebsmaschinen werden in GIRMSCHEID (2000: 383 ff.) detailliert beschrieben. In vorliegender Arbeit werden nur die sogenannten Hartgesteins-Tunnelbohrmaschinen
ohne Schild behandelt (sog. Gripper-TBM oder offene TBM bzw. TBM nach DAUB 1997, im Gegensatz zu
den TBM-S mit Schild).
Tunnelbohrmaschinen lösen das anstehende Gebirge im gesamten Tunnelquerschnitt mit einem Bohrkopf (=
Schneidrad) im Vollschnitt ab. Der rotierende Bohrkopf, der mit Rollenmeißeln (Diskenmeißel oder kurz
Disken), eventuell auch mit Warzenmeißeln bestückt ist, wird gegen die Ortsbrust gepresst und löst durch die
Kerbwirkung das Gestein bzw. Gebirge. Dabei sind momentan TBM-Durchmesser zwischen 1,6 und 12 m
erhältlich (HEINIÖ 1999), mit denen Gesteinsdruckfestigkeiten zwischen 50 und 300 MPa geschnitten werden können (GIRMSCHEID 2000: 395). Der Bohrkopf ist durch einen Bohrkopfmantel mit Staubwand vom
aufgefahrenen Querschnitt getrennt. Der Bohrkopfmantel schützt den Bohrkopf vor hereinbrechendem Material. Der hintere Arbeitsraum wird durch die Staubwand vor Staub und absplitterndem Material geschützt.
Um den Anpressdruck auf den Bohrkopf aufbringen zu können, wird die Maschine radial durch hydraulisch
bewegliche Verspannplatten (sog. Gripper) verspannt. Beim Abbauvorgang wird die Maschine hubweise
durch ein Schreitwerk vorgeschoben. Die Steuerung erfolgt durch seitliches Verschieben des Hecks mittels
Horizontalzylindern. Die systematische Sicherung wird gewöhnlich erst hinter der Maschine, d.h. oft 10 bis
15 m und mehr hinter der Ortsbrust, nachlaufend und mit einem zeitlichen Abstand eingebaut. In wenig
standfestem und besonders nachbrüchigem Gebirge muss sichergestellt sein, dass der Einbau von Ausbaubögen, Verbaublechen, Ankern und Spritzbeton unmittelbar hinter dem Bohrkopf möglich ist. Vorerkundungen
und Gebirgsverfestigungen von der Maschine aus sollten mittels eines Bohrgeräts möglich sein. Der Materialumschlag und die Versorgung der Maschine erfordern das Mitführen von mitunter sehr langen Nachläufern.
Da in dieser Arbeit nur ein Projekt mit einem TBM-Vortrieb als Fallbeispiel behandelt wird, soll nachfolgend kurz das spezifische Vortriebssystem beschrieben werden:
Spezifikationen des Vortriebsystems Atlas Copco Typ Mark 12 CF
Der Erkundungsstollen in Schwarzach wurde mit einer offenen Vollschnitt-Tunnelbohrmaschine des Herstellers Atlas Copco Typ MARK 12 CF mit einem Bohrkopfdurchmesser von 3,60 m aufgefahren. Der Abtransport des Ausbruchmaterials erfolgte auf Schienen mit drei Garnituren à 11 Wagons. Die Wagons wurden
wechselweise mit einer dieselbetriebenen Lok gezogen. Der Durchmesser von 3,60 m erlaubte einen zweigleisigen Rangierbahnhof hinter der Fräse, was einen schnellen, kontinuierlichen Abtransport des Ausbruchmaterials zuließ. Die TBM wies die in der Tab. 8 angegebenen Spezifikationen auf.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Tab. 8:
41
Wichtige Maschinendaten der MARK 12 CF, nach technischem Begleitbuch und Angaben der Firma Ilbau.
Tunnelbohrmaschine Atlas Copco MARK 12 CF
Typ
offene TBM
Maschinenlänge ohne Nachläufer
13,00m (eingefahren)
Gesamtgewicht
170 t
Ankerbohrgerät
hinter Bohrkopf
Anzahl der Motoren
4 Stück (à 200 PS)
Anpresskraft gesamt
6270 kN (max.)
Anpresskraft pro Meißelring
232 kN
Verspannkraft
18700 kN (max.)
Flächenpressung Gripper
289 Ncm-2
Drehmoment am Bohrkopf
540 kNm
Bohrkopfdrehzahl
Installierte Bohrleistung
Hublänge
Wasserbedarf
Hydraulik Systemdruck
Installierte Gesamtleistung
Bohrkopf
Meißel-Dimension
Anzahl der Meißelringe
Zentrummeißel
4. Innenkelly
1. Bohrkopf (= Schneidrad)
5. Aussenkelly, ein- oder zweiteilig
2. Bohrkopfmantel, bestehend aus
mit Spannschilden (Pratzen) und
Mantel mit integrierter Staubwand
Verstellzylindern
und verlängerbarem Kopfschutz
3. Ausbaubögensetzvorrichtung und 6. Vorschubzylinder
Transportsystem
7.
8.
9.
10.
11.
10,6 Upm
596 kW
1,50m
2,50 - 5,00 l/s
275 bar
700 kW
∅ 3,60 m
16¼´´
27
4
Bohrkopfantrieb
Hintere Abstützung
Förderband
Ankerbohrgerät
Sondierbohrgerät
Abb. 39: Prinzipieller Aufbau einer offenen TBM ohne Schild (aus GIRMSCHEID 2000: 397, Bild 15.2-1).
Diskenmeißel
(Rollenmeißel)
11
10
1
9
2
5
5
Abb. 40: Bild eines Modells (ca. 1: 20) einer offenen TBM (ohne Schild) der Firma Wirth.
42
2.4.2
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Ausbruchsverfahren
Beim Vortrieb mit einer TBM wird die Energie mittels eines Schneidrads und der darauf befestigten Diskenbzw. Rollenmeißel in das Gebirge eingebracht (Abb. 41 und Abb. 42). Dabei wird das Gebirge kontinuierlich
in einem Arbeitsgang gelöst („geschnitten“) ohne die TBM für das Schuttern zurückziehen zu müssen.
Spurabstände der
Schneidwerkzeuge
am Bohrkopf
27
25
23
22
Kalibermeißel 16 1/4"
Radius 314.3mm
21
20
19
18
17
16
15
1838,9 mm
14
13
12
Brustmeißel 16 1/4",
Spurabstand 80mm
11
10
1062,9 mm
9
8
7
6
47,9 mm
341,6 mm
5
4
3
Zentrummeißel 12"
2
1
Abb. 41: Links: Bohrkopf einer TBM (Atlas Copco MARK 12 CF ∅ 3,60 m) mit Positionen der Diskenmeißel.
Rechts: Schnitt durch den Bohrkopf mit den Spurabständen der Diskenmeißel.
Kalibermeißel
Räumschlitze
Zentrummeißel
Abb. 42: Bohrkopf einer TBM (Modell 1: 20 der Firma Wirth) mit Positionen der Diskenmeißel und Räumschlitzen.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
43
Abb. 43 zeigt eine schematische Skizze, wie man sich das Abrollen eines Diskenmeißels beim Schneiden mit
einer TBM vorstellen muss. Wichtige Parameter sind dabei neben der Penetration der Spurabstand zwischen
den Disken, die Vorschubkraft (Normalkraft) pro Diske und die Rollkraft parallel zur Ortsbrust. Pro
Schneidspur sind entweder ein oder zwei Diskenmeißel im Einsatz. Die Disken sind am Bohrkopf so angeordnet, dass sie auf der Ortsbrust konzentrische Kreise beschreiben. Je nach Maschinentyp und Festigkeit des
zu schneidenden Gebirges sind Spurabstände zwischen 60 und 100 mm üblich. Die notwendige Drehzahl der
TBM ist umgekehrt proportional zum Bohrkopfdurchmesser, da eine Abrollgeschwindigkeit von 110 – 150
m/min aus material- und maschinentechnischen Gründen als optimal angesehen wird (GIRMSCHEID 2000:
413, STEMPKOWSKI 1997: 298). Typische Anpresskräfte sind dabei 200 – 250 KN pro 16“ – 17“ Diske.
Abb. 43: Schematische Darstellung zur Beschreibung des Lösevorgangs beim Schneiden bzw. Abrollen eines
Diskenmeißels einer TBM (nach NELSON 1993). Begriffe: p – Penetration (Eindringtiefe), s – Spur- oder
Diskenabstand, Fn – Normalkraft (Vorschub- oder Anpreßkraft pro Diske), Fr – Rollkraft.
2.4.3
Rollen- bzw. Diskenmeißel
Ein Rollen- bzw. Diskenmeißel besteht aus einer rotierenden „Schneidrolle“ oder „Schneidring“ aus gehärtetem Stahl, die auf einem abgedichteten Lager montiert ist, das wiederum mittels einer Achse in einem Gehäuse eingebaut ist (Abb. 44, links). Die Diskenschneide, die die eigentliche Zerkleinerungsarbeit vornimmt,
ist auswechselbar und kann entweder eine Dachkant- bzw. Keilschneide (roof-shaped cutter) oder eine flache Schneide (constant-section cutter) besitzen. Disken werden heute in einem Durchmesserbereich von 280
mm (11“) bis 490 mm (19,3“) eingesetzt; bei großen TBM verwendet man typischerweise 17“ Disken.
In besonders harten Gesteinen werden selten auch sogenannte Warzenmeißel benutzt, die statt einer Diske
einen Werkzeugträger mit eingelassenen Hartmetallstiften besitzen (Abb. 44, rechts).
Schneidring mit Dachkantschneide
Rollenkörper bzw.
-lager
Gehäuse
Hartmetallstifte
Werkzeugträger
Abb. 44: Links: 17“ und 19,3“ Diskenmeißel mit Dachkantschneiden in jeweiligem Gehäuse.
Rechts: Warzenmeißel mit in einen Werkzeugträger eingelassenen Hartmetallstiften (ohne Gehäuse).
44
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Die Variationsbreite der Geometrie und der Ausführung der Diskenmeißel durch die Hersteller ist sogar noch
größer als die von Stiftbohrkronen (vgl. Abschnitt 2.1.3) und Rundschaftmeißel (vgl. Abschnitt 2.3.3). Prinzipiell gelten jedoch die dort getroffenen Feststellungen bezüglich der Werkstoffqualitäten im Verhältnis zur
Gesteinsfestigkeit und Gesteinszähigkeit sowie zum Gehalt an schleißscharfen Mineralen. Die Variation der
Werkzeuge ist jedoch durch den Maschinentyp bzw. durch Auslegung und Geometrie des Bohrkopfes limitiert.
2.4.4
Penetration eines Diskenmeißels
Der Ablauf der Gebirgslösung läßt sich anhand Abb. 45 erläutern (GEHRING 1995, 1997 und HEINIÖ 1999).
Der Spannungsaufbau und die Bruchbildung erfolgt analog zum Schneidvorgang mit einem Rundschaftmeißel mit dem Unterschied, dass das Abrollen des Diskenmeißels keinen Kratz- oder Fräsvorgang darstellt.
Phase 1
Krafteinleitung
Eindringen der Diske.
Erzeugung einer Zermalmungszone unter
quasi-hydrostatischem
Spannungszustand
Phase 3
Durchreißen
Vollständige
Durchtrennung und
Spanbildung nach
Erreichen des
überkritischen
Bruchzustands
Phase 2
Rissbildung und
Rissausbreitung
Bildung von Zugrissen
aus der Zermalmungszone heraus. Durch
die Nähe der vorangegangenen Schneidspur kommt es zur bevorzugten Rissausbildung in diese Richtung
Phase 4
Entfernung der
Bruchstücke
Lösen des Spanes
und Spannungsabbau durch Weiterbewegung der
Diske und elastisches „Rückfedern“
des entspannten
Gebirges
Abb. 45: Modell des Zerspanungsvorgangs unter einem Rollenmeißel nach GEHRING (1995) und HEINIÖ (1999: 273,
Figure 6.2-52.) verändert. Fn – Normalkraft (Vorschub- oder Anpreßkraft pro Diske).
Wesentliche Faktoren sind – wie schon erwähnt – der Schneidspurabstand und die Anpresskraft pro Diske.
Diese sind im Wesentlichen von Bauart und Konstruktion von TBM und Bohrkopf abhängig und müssen in
einem optimalen Verhältnis stehen.
Im Gegensatz zum Vortrieb mit Teilschnittmaschinen tritt in der Regel nur ein Spanen oder Schneiden auf
(„Cutting“). Untergeordnet kann ein Kratzen nur auftreten, wenn z.B. das Lager eines Diskenmeißels blockiert oder Diskenmeißel verkleben und damit am Abrollen gehindert werden. Dies führt zu einer schnellen
und asymmetrischen Abnutzung der Diske. Ebenso soll ein Reißen (z.B. ein Herausreißen kleiner Kluftkörper) möglichst vermieden werden, damit kein erhöhter Verschleiß durch das Zermahlen großer Bruchstücke
auftritt. Durch den geringen Abstand zwischen Bohrkopf und Ortsbrust (i.a. kleiner als der Diskenradius)
können solche herausgerissenen Bruchstücke oder Kluftkörper das Eindringen der Diskenmeißel in die
Ortsbrust wesentlich behindern und sogar zur Blockierung des Bohrkopfes führen (z.B. in einer Störungszone).
Damit wird schnell klar, dass wechselnde Gebirgsverhältnisse und vor allem Zonen mit starkem Zerlegungsgrad – insbesondere Störungszonen – die größte Gefahr für einen zügigen und reibungslosen TBM-Vortrieb
bilden.
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
2.4.5
45
Messgrößen zur Erfassung der Schneidbarkeit
Als Leistungsparameter für die Schneidbarkeit eignen sich vor allem folgende Kennwerte:
(1) Die spezifische Penetration bei Betrachtung einer einzelnen Diske und die Vortriebsleistung der
TBM als Leistungsparameter der Schneidleistung.
(2) Der Rollweg eines Diskenmeißels als quantitativer Werkzeugverschleiß und die Beurteilung des
Verschleißtyps als qualitatives Maß.
2.4.5.1 Ermittlung der spezifischen Penetration und der Schneidgeschwindigkeit
Die Penetration gilt allgemein als Maß für den Bohrfortschritt (oft gleichgesetzt mit der Schneidbarkeit) einer bestimmten Formation (i.a. Gebirgsabschnitt oder Homogenbereich). Man unterscheidet dabei die folgenden Begriffe:
Bohrkopf-Penetration: Das mittlere Eindringen des Bohrkopfes in die Formation pro Umdrehung des Bohrkopfes (mm).
Bohrwerkzeug-Penetration: Das mittlere Eindringen der Schneiden eines einzelnen Werkzeuges
(Diskenmeißel) bei einem einmaligen Überrollen der Ortsbrust.
Häufig ist pro Schneidspur nur ein Diskenmeißel montiert, d.h. die Disken am Bohrkopf weisen eine unterschiedliche geometrische Anordnung auf. In diesem Fall entspricht die Bohrkopf-Penetration auch der
Bohrwerkzeug-Penetration. Deshalb wird im weiteren vereinfachend der Begriff „Penetration“ verwendet.
Man unterscheidet dabei die folgenden Begriffe:
Die Eindringkraft ist diejenige Kraft, die eine einzelne Diske auf die Ortsbrust ausübt, also die
wirksame Vorschubkraft (i.d.R. Anpresskraft) der TBM pro Diske.
Das Verhältnis der Bohrkopf-Penetration zur Eindringkraft wird nach RUTSCHMANN (1974) als
spezifische Penetration bezeichnet und kann einfach aus der Penetration, der Anzahl der Disken und der wirksamen Vorschubkraft der TBM bestimmt werden.
Diese Größe eignet sich zum Vergleich verschiedener TBM-Leistungen und -Bauarten.
Penetration
 mm 
Eindringkraft einer Diske  KN 
(Gleichung 6)
Penetration × Anzahl Bohrwerkzeuge  mm 
 KN 
Vorschubkraft
(Gleichung 7)
Spezifische Penetration =
Spez . Penetration =
Die Nettovortriebsleistung als Produkt aus Penetration und Bohrkopfdrehzahl.
Nettovortriebsleistung =
Penetration × Drehzahl × 60  m 
 h 
1000
(Gleichung 8)
Die Nettoabbauleistung oder -schneidleistung dient dabei lediglich zu Vergleichszwecken:
Nettoschneidleistung = Nettovortriebsleistung × Tunneldurchmesser 2 ×
π
4
 m3 
 h 
 
(Gleichung 9)
Die Vortriebsleistung in Tunnelmetern pro Tag dient schließlich lediglich zu Vergleichszwecken verschiedener Vortriebe gleichen Durchmessers.
Für eine einheitliche Betrachtung und für den Vergleich mit Daten anderer Vortriebsmaschinen ist es
zweckmäßig, die Penetration bzw. die spezifische Penetration anzugeben, da diese von der Drehzahl des
Bohrkopfes und letztere sogar von der Anpresskraft unabhängig ist. Die Penetration [mm/Umdrehung] ergibt
eine theoretische Netto-Vortriebsleistung [m/h]. Durch Wartung, Defekte, und Umsetzzeit der TBM wird die
Zeit der Verfügbarkeit nicht bei 100% sondern entsprechend darunter liegen – z.B. bei 80%.
In Abhängigkeit der Stillstandzeiten – wie Ausfallzeiten, Ver- und Entsorgung und des Einbaus der Sicherung – wird die TBM aber nur einen Teil der verfügbaren Zeit auch tatsächlich eingesetzt. Dies ergibt den
Ausnutzungsgrad der TBM und in Folge die Vortriebsleistung, also die tatsächlich erreichte Vortriebsleis-
46
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
tung [m/Arbeitstag]. Als Leitparameter der Schneidbarkeit wird im weiteren die spezifische Penetration verwendet. Sie wird insbesondere beeinflusst von
dem zu schneidenden Gebirge (i.a. Gebirgsabschnitt oder Homogenbereich).
der TBM und ihrer Leistung
der Form und Ausführung der Diskenmeißel und ihrer Anordnung am Bohrkopf
der tatsächlich auf den Bohrkopf wirksamen Vorschubkraft der Maschine oder der mittleren
Eindringkraft eines Diskenmeißels.
Die für die Ermittlung der Leistung notwendigen Daten sind durch verschiedene Aufzeichnungsmethoden
erhältlich. Während insbesondere in älteren Modellen analoge Schreiber zum Einsatz kamen, werden in modernen TBMs bereits digitale Datensammler eingesetzt.
Als Beispiel für die aufwändige Ermittlung und Auswertung von TBM-Vortriebsdaten und für die Problematik von Ausnutzungsgrad und Verfügbarkeit einer TBM wird im Abschnitt 4.6 auf das Fallbeispiel des Erkundungsstollens Schwarzach eingegangen (THURO & BRODBECK 1998).
2.4.5.2 Quantitativer Verschleiß – Ermittlung des Rollwegs
Die Ermittlung des Verschleißes eines Diskenmeißels erfolgt grundsätzlich analog zur Ermittlung der Standzeit einer Bohrkrone und wird als Rollweg in Metern angegeben:
[m]
Rollweg einer Diske = 2 ⋅ π ⋅ Spurabs tan d
(Gleichung 10)
Der Spurabstand läßt sich beispielsweise aus den Maschinenunterlagen ablesen (Abb. 46).
Spurabstände der Schneidwerkzeuge am Bohrkopf
1838.9mm
1825.4mm
1804.9mm
1775.3mm
1734.9mm
1682.8mm
1618.4mm
1543.6mm
1463.6mm
1383.4mm
1303.3mm
1223.2mm
1143.0mm
1062.9mm
982.7mm
902.6mm
822.5mm
742.3mm
662.2mm
582.1mm
501.9mm
421.8mm
341.6mm
256.4mm
186.8mm
117.6mm
47.9mm
Zentrummeißel 12"
Brustmeißel 16 1/4", Spurabstand 80mm
Kalibermeißel 16 1/4"
Radius 314.3mm
Abb. 46: Schnitt durch den Bohrkopf einer TBM mit den Spurabständen der Diskenmeißel (ATLAS COPCO Mark 12
CF, nach Herstellerangaben).
Da der Verschleiß der Diske abhängig ist von ihrer Position im Bohrkopf, werden die Diskenmeißel immer
wieder umgesetzt, um eine optimale Penetration bei gleichmäßiger Abnutzung zu erhalten. Ein neu in den
Bohrkopf eingebauter Diskenmeißel erhält eine Einbaubewertung für den Abnutzungsgrad (beim Einbau)
des Hartmetallrings. Die Einbaubewertung eines frischen, ungebrauchten Meißels beträgt 100 [%]. Die Meißelringe werden entsprechend des unverschlissenen Durchmessers (z.B. 17“ = 432 mm) um einen gewissen
Radius abgefahren (z.B. etwa 25 mm) und erhalten dann die Ausbaubewertung 0 [%]. Der Bewertungsverlust wäre in diesem Fall 100 [%]. Ausnahmen bildeten i.d.R. die Kalibermeißel (z.B. Position 27 und 26 in
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
47
Abb. 41, Seite 42), die weniger – z.B. nur 10 mm – abgefahren werden. Diese werden dann auf eine innere
Position gewechselt, um dann vollständig abgenützt zu werden.
Die Rollstrecke, sowie die Abrollgeschwindigkeit der Diskenmeißel nehmen mit zunehmender Entfernung
vom Bohrkopfzentrum zu. Damit sind die Kalibermeißel einem höheren Verschleiß ausgesetzt, als die Meißel auf den inneren Schneidspuren. Typische Rollstrecken liegen zwischen 300 km (Kaliber) und 3000 km
(Brust) was einem Meißelverbrauch von rund 0,5 – 5 Meißel pro 1000 m³ ausgebrochenem Fels entspricht.
Obwohl der Diskenverschleiß wegen der geringen Anzahl an Meißelwechseln und der langen Rollstrecken
insgesamt wesentlich weniger kritisch zu sein scheint, ist dies beim Einsatz einer TBM ein wesentlicher Kostenfaktor. Zu den relativ hohen Stückkosten einer Diske kommen die hohen Aufwände für Stillstandzeiten
zum Umsetzen oder Auswechseln der Disken. Lassen sich die Disken nicht – wie bei modernen TBM größeren Durchmessers – von hinten (im Bereich des schützenden Bohrkopfmantels) wechseln, sondern muss die
Maschine zurückgezogen werden, um die Disken von vorne im Schneidrad zu montieren, so erhöht sich der
Aufwand unter Umständen enorm. Zwar besteht eine direkte Abhängigkeit des Verschleißes vom Gesteinstyp (bzw. von der Abrasivität des Gesteins). Durch die üblicherweise langen Rollstrecken und der damit zu
geringen Auflösung sind die Verschleißwerte häufig nicht zur Charakterisierung von kurzfristig wechselnden
Gebirgsverhältnissen verwendbar. Anders ausgedrückt „integriert“ eine einzelne Diske i.d.R. zu viele verschiedene Gebirgs-Homogenbereiche, um gesicherte Aussagen über einen einzelnen Bereich machen zu können.
2.4.5.3 Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Disken
Wegen der Bauform der Diskenmeißel und der i.d.R. lediglich spanend-schneidenden Gebirgslösung ist die
Varianz der Verschleißformen weniger groß als diejenige bei Stiftbohrkronen (Abschnitt 2.1.5.3 ab Seite 15)
und Rundschaftmeißeln (Abschnitt 2.3.5.3 ab Seite 35). Trotzdem lassen sich auch über das Auftreten der
drei Verschleiß-Grundformen oder deren Kombination
Verschleiß der Schneidringe (Höhenverschleiß)
Verschleiß des Trägermaterials und
Brechen von Schneidringen
wichtige Aussagen über die Art und Weise der Gebirgslösung treffen und mögliche technische Fehler oder
geologische Probleme ableiten. Abb. 47 gibt eine Übersicht über die Verschleißtypen von Diskenmeißeln. In
Abb. 48 sind zwei charakteristische Verschleißbilder von Schneidringen der Diskenmeißel im Bereich der
Brust und im Bereich des Kalibers dargestellt. Typischerweise werden Brustmeißel symmetrisch „abgefahren“, Kalibermeißel – bedingt durch ihre Randposition – asymmetrisch.
Normaler Verschleiß: Bei abrasiven und sehr harten Gesteinen, z. B. bei Graniten, Gneisen, Quarziten und
silikatisch gebundenen Sandsteinen, kommt es durch den hohen äquivalenten Quarzgehalt zur gleichmäßigen
und symmetrischen Abnutzung des Schneidringes. Der Rollenkörper wird nicht abgenutzt. Bei niedriger Penetration tritt fast ausschließlich die Schneide in Kontakt mit dem Gebirge.
Gleichmäßiger Verschleiß wird oftmals bei Gesteinen mittlerer Festigkeit bei gleichzeitig geringer Abrasivität angetroffen. Die Abrasion auch der Diskenschulter wird durch eine Kombination tieferer Penetration
und nennenswertem seitlichem Abtransport von Bruchstücken verursacht, die neben der Diskenschneide
auch die Diskenschulter abnutzen.
Ein charakteristisches Zuspitzen der Diskenschneide ist vor allem bei wenig festen Gesteinen zu beobachten. Der „Selbstschärfeffekt“ tritt bei sehr hoher Penetration durch sehr hohen Materialfluss zu den Seiten
hin auf, wo das gelöste Gestein vorrangig die Schultern der Diske abnutzt.
Sprödbruch von Meißelringpartien: Kommt es beispielsweise des öfteren zum Überrollen von harten
Komponenten oder losen, aber harten Kluftkörpern oder Chips, so entstehen durch diese Stoßbelastung Risse
im gehärteten Stahl der Schneidrolle, die zunächst zum chipförmigen Splittern führen aber bis hin zum
Bruch des Ringes führen können. Ähnlich wie auch bei Bohrkronen und Rundschaftmeißeln hängen Größe
und Häufigkeit solcher Splitterbrüche von auftretenden Spannungen, die wiederum wesentlich von der Gesteinsfestigkeit, Ausbildung und Orientierung von Trennflächen sowie den maschinenseitig aufgebrachten
Kräften beeinflusst werden. Typischerweise kann dies in stark durchtrenntem Gebirge (z.B. bei sehr dichtständigen Klüften), aufgrund offener oder tonig-schluffig gefüllter Klüfte oder aufgrund besonders harter
Quarzit- und Gangquarzgerölle in Konglomeraten und Fanglomeraten (mit weicher Matrix) auftreten.
48
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Verschleißtypen von Diskenmeißeln
1
Normaler Verschleiß
Symmetrische Abnutzung des Schneidrings
2
Gleichmäßiger
Verschleiß
2 a) Verschleiß von Schneidring und Diskenschulter
(flache Schneide)
2 b) Zuspitzen der Schneide durch hohen
Materialfluss zur Seite hin (spitze Schneide)
3
Sprödbruch
Sprödbrüche innerhalb des Schneidrings
4
Totalausbruch
Vollständiger Bruch und Abnutzung des Schneidrings
5
Asymmetrischer
Verschleiß
Einseitige Abnutzung des Schneidrings (a) im Profil
oder (b) in Laufrichtung (durch Blockierung im Lager)
6
Lagerschaden
Blockieren des Lagers durch Verschleiß oder Bruch
Abb. 47: Verschleißtypen. Verschleißcharakteristik von TBM-Diskenmeißeln. Es können sechs Verschleißtypen
unterschieden werden.
Kaliberdiske
Brustdiske
(5a) Asymmetrischer
Verschleiß
(2b) Gleichmäßiger
Verschleiß
ursprünglicher
Schneidring
Abb. 48: Charakteristische Verschleißbilder von Schneidringen an Kaliber und Brust des Bohrkopfes (Pos. siehe Abb.
41). (5a) Asymmetrischer Verschleiß der Kaliberdisken und (2b) Gleichmäßiger Verschleiß an der Brust.
Abb. 49: Links: Ausgetauschte, gebrauchte Diskenmeißel mit gleichmäßigem Verschleiss (2a). Rechts: Abgefahrener
Diskenmeißel mit keilförmig abgenutzter Schneide (2b) beim Diskenwechsel vor Ort. (Projekt
Erkundungsstollen zum Schönbergtunnel, Umfahrung Schwarzach, Österreich)
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Tab. 9:
49
Einteilung der Verschleißform von Einringdisken in 6 Verschleißklassen (PLINNINGER in THURO &
PLINNINGER 2002).
Verschleißart
Neues
Werkzeug
VerschleißbildSchema
Kürzel
Beschreibung
D-0
Fabrikneue, unbenutzte Einringdiske
D-A1
Normaler Verschleiß:
Symmetrischer Materialabtrag, bevorzugt der Diskenschneide
D-A2
Gleichmäßiger Verschleiß:
Symmetrischer Materialabtrag von
Diskenschneide und Diskenschulter
D-A3
Zuspitzen der Schneide
durch hohen Materialfluss zur Seite hin
Verschleiß
durch
Sprödbruch
D-S1
Sprödbruch
von Meißelringpartien
Sonderund
Mischformen
D-So1
Asymmetrische Abnutzung
v.a. von Kaliberdisken
Abrasivverschleiß
Eine Folge von Sprödbruch kann der Totalausbruch oder der Totalverschleiß sein: Fällt der Schneidring ganz
oder teilweise heraus, so ist der Rollenkörper nicht mehr vor der abrasiven Wirkung des Gebirges und möglicherweise Teilen des Diskenringes geschützt. Das Ergebnis ist eine relativ rasche und vollständige Zerstörung des Rollenlagers, möglicherweise auch des Gehäuses und von Teilen der Bohrkopfpanzerung. Wegen
der eher langsamen Abnutzung und den üblichen regelmäßigen Kontrollen des Schneidrades, treten diese
Verschleißformen i.d.R. jedoch nicht auf
Beim asymmetrischen Verschleiß wird die Diske in ihrem Querschnitt stark einseitig abgenutzt, was i.d.R.
durch die Position als Kalibermeißel am Schneidrad bedingt ist (vgl. Abb. 48, rechts), da diese aufgrund ihrer Anordnung nur einseitig mit dem Gebirge in Kontakt treten. Aber auch andere Schadenszenarien sind
möglich: Kann sich die Diske im Lagergehäuse durch Blockierung nicht mehr drehen, so wird der Umfang
einseitig abgeplattet. Die Diske kann dadurch nicht mehr rund laufen und muss so rasch als möglich ausgewechselt werden. Ursache können kleine, aber extrem harte Kluftkörper sein, die sich in den Diskengehäusen
verklemmen.
50
2 Technische Grundlagen der Gebirgslösung
Beim Lagerschaden ist der Freilauf der Diske durch Verschleiß im Kugellager gestört oder durch Bruch
desselben blockiert. Dies kann zu einem asymmetrischen Verschleiß des Diskenumfangs führen. Ein Lagerschaden oder asymmetrischer Umfang kann auch durch ein Verklemmen der Diske mit geschnittenem Material im Gehäuse entstehen.
Die vorgestellten Verschleißtypen der Abb. 47 basieren auf Herstellerinformationen und diversen Fallstudien. Die daraus gewonnene Verschleißcharakteristik kann nicht nur dazu benutzt werden, die Abrasivität
der Gesteine zu beurteilen sondern vor allem dazu, die beim Schneidvorgang einer TBM aufgetretenen Probleme zu erkennen. Da es sich bei den auftretenden Verschleißtypen häufig nur um den gleichmäßigen Verschleiß (2) und den asymmetrischen Verschleiß (5a) handelt (vgl. Abb. 48), sind meist nicht genügend abgenutzte Diskenmeißel für eine statistische Auswertung vorhanden. Eine weitergehende Detaillierung der Verschleißtypen in Verschleißklassen (analog Tab. 3 auf Seite 17 oder Tab. 7 auf Seite 38) fehlt mangels Langzeitbeobachtungsmöglichkeiten. Trotzdem dient bereits die vorliegende Einordnung nach Abb. 47 als Verschleiß- und Schadenanalyse, bei der das Verschleißbild auf das geschnittene Gebirge bzw. auf die Ursache
für das oft vorzeitige Abnutzen der Diskenmeißel zurückgeführt werden kann.
In der Arbeit von THURO & PLINNINGER (2002) wurden von PLINNINGER die Verschleißtypen, die bisher tatsächlich bei Vortrieben aufgetreten sind, analog zu den Rundschaftmeißeln und den Bohrkronen in insgesamt 6 Verschleißklassen eingeteilt (Tab. 9).
2.4.6
Klassifikation der Schneidbarkeit
Das Klassifikationsdiagramm für die Schneidbarkeit umfasst Skalen für den Rollweg einer Diske (Verschleiß) und die spez. Penetration als normierte Schneidleistung (bezogen auf die Anpresskraft). Anders als
bei der Klassifikation der Bohrbarkeit (Abschnitt 2.1.6 ab Seite 18) und der Fräsbarkeit (Abschnitt 2.3.6 ab
Seite 39) sollte das Diagramm damit bereits für unterschiedliche TBM-Leistungsklassen normiert sein. Abb.
50 zeigt Referenzwerte aus verschiedenen Gebirgs-Homogenbereichen des Projekts Erkundungsstollen
Schönbergtunnel, Umfahrung Schwarzach (Fallbeispiel vgl. Abschnitt 4.6).
Die beiden linearen Einteilungen von Rollweg und Schneidleistung spannen eine Matrix auf, die alle Kombinationen der beiden Größen erlaubt. Wegen der geringen Anzahl von Werten aus nur einem Projekt wurde
keine Trendkurve eingezeichnet. Als sehr schwer schneidbar erwiesen sich die Quarz-Karbonatschiefer,
Karbonatschiefer und Quarzphyllite.
sehr gering
gering
mittel
hoch
sehr hoch
extrem hoch
Verschleiß
it
ke
ar
b
eid
hn
c
S
Spez. Penetration [mm/kN]
0,25
0,20
ht
nic
r
ve
lei
ch
t
t
ich
rkl
i
w
sehr hoch
no
rm
al
0,15
Phyllite
hoch
sc
hw
er
0,10
ex
sc trem
hw
er
0,05
se
hr
sc
hw
er
0
0
500
1000
1500
Rollweg [km/Diske]
Legende
Graphitphyllite
Quarzphyllite
mittel
Phyllit-Karbonatschiefer
Karbonatschiefer
gering
t
lich
irk
w
r
ve
ht
nic
2000
Marmor mit K.-Schiefer
Quarz-Karbonatschiefer
sehr gering
2500
Abb. 50: Klassifikationsdiagramm für die Schneidbarkeit von TBMs. Wertepaare aus dem Projekt Erkundungsstollen
Schönbergtunnel, Schwarzach mit einer TBM Typ ATLAS COPCO Mark 12 CF (600 kW, ∅ 3,60 m).
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
51
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
3.1 Quantifizierbare Faktoren von Gestein und Gebirge
Im Vergleich zu den geotechnischen Parametern wie einaxiale Druckfestigkeit oder Zerstörungsarbeit ist es
schwer, die geologischen Faktoren in Zahlen zu fassen (vgl. THURO & PLINNINGER 2001 a, 2002). Dazu
kommt, dass die geotechnischen Kennwerte praktisch ausschließlich an Gesteinen bestimmt werden und nur
sehr selten an Teilen des i.d.R. geklüfteten und meist wassergesättigten Gebirges. Die Problematik von
Großversuchen (z.B. Scher- oder Triaxialversuchen an geklüfteten Prüfkörpern) ist in der Literatur vielfach
diskutiert worden. Indirekte Verfahren zur Bestimmung von Gebirgskennwerten wie z.B. bohrlochgeophysikalische Untersuchungen, werden selten und zumeist nur für Forschungszwecke durchgeführt, da eine geeignete Kalibrierung der erhaltenen Daten mit bekannten Gesteins- oder Gebirgskennwerten zum großen Teil
fehlt (eine Ausnahme bildet z.B. die Bestimmung der Dichte). Nach Auffassung des Autors bildet diese Wissenslücke eine interessante Möglichkeit für zukünftige Forschungsprojekte.
Um trotzdem wichtige geologische Faktoren quantifizieren zu können wird häufig versucht, die geotechnischen Parameter des Gesteins im Labor zu erfassen und diese Kennwerte mit qualitativ oder semiquantitativ
erhaltenen geologischen Parametern zu vergleichen oder sogar Korrelationen zu erhalten. Die Zusammenhänge zwischen den wichtigsten felsmechanischen Parametern sowie einigen geologischen Faktoren bezüglich der Bohrgeschwindigkeit und dem Bohrkronenverschleiß sind beispielsweise ausführlich in THURO
(1996 a) bearbeitet worden.
Es wird deshalb in der Tab. 10 zunächst unterschieden in einfach quantifizierbare Parameter, die an Gesteinsproben im Labor bestimmt werden können, und solche, deren Einfluss auf die Gebirgslösung (noch)
nicht quantifiziert werden kann. Korrelationen von diesen felsmechanischen und petrographischen Kennwerten mit Leistungsparametern (Bohr-, Fräs & Schneidgeschwindigkeit, indirekt: Sprengmittelverbrauch) und
Verschleißparametern (Bohrkronen, Meißel-, Diskenverbrauch,) lassen sich direkt erstellen. Ausnahmen bilden Parameter, deren Einfluss zwar augenscheinlich ist, wie der primäre Spannungszustand (GEHRING 1996,
THURO & GASPARINI 2000, THURO et. al 2001 a, b), oder behindernd wirken wie hohe Wasserzuflüsse
(KNITTEL 1994) und quellfähige Gesteine, mit denen jedoch zum gegenwärtigen Zeitpunkt keine direkten
Korrelationen zu Leistung oder Verschleiß bekannt sind.
Einige wenige Gebirgskennwerte können semiquantitativ erfasst werden, auch wenn diese Werte keine physikalischen Parameter darstellen. Deren Einfluss auf die Leistung bei der Gebirgslösung lässt sich direkt in
Diagrammen darstellen (Kluftabstände, Zerlegungsgrad, Orientierung der Schieferung). Allerdings ist die erhaltene Streuung der Werte entsprechend hoch (BARTON 2000, GEHRING 1997, THURO & PLINNINGER 1998
a, b, THURO 1996 a).
Eine Reihe von geologischen und petrographischen Faktoren lassen sich praktisch nur qualitativ (Verzahnungsgrad im Mikrogefüge oder Qualität des Bindemittels im Gestein), selten wenigstens in Kategorien fassen (Verwitterung, hydrothermale Alteration nach IAEG 1981, ISRM 1978). Eine indirekte Möglichkeit zur
Quantifizierung ist durch die Verwendung von quantifizierbaren Parametern gegeben, wie z.B. von Festigkeitsparametern oder dem Rock Abrasivity Index (PLINNINGER 2002) für Verzahnungsgrad und Bindemittelqualität. Die Verwendung der Trockenrohdichte und der Porosität eines Gesteins als Leitparameter für die
Verwitterung und die Hydrothermale Zersetzung (THURO et al. 2000) wird in dieser Arbeit noch näher ausgeführt.
Der Einfluss von veränderlich festen Gesteinen wie beispielsweise Tonschluffsteinen lässt sich als Anteil im
Gebirge über die geologische Dokumentation erfassen und direkt mit dem Vortriebsgeschwindigkeit korrelieren (PLINNINGER et al. 1999, 2002). Äußerst schwierig erscheint die Quantifizierung des Einflusses der
Inhomogenität der Ortsbrust, beispielsweise einer Sandstein-Tonschluffstein-Wechselfolge, da hier nicht nur
die absolute Zusammensetzung sondern auch die Mächtigkeit der Einzelbänke und ihre Orientierung zur
Vortriebsrichtung maßgebend ist. Hier ist bisher nur eine Sammlung von Erfahrungswerten als Tendenzen
möglich (THURO & PLINNINGER 1998 a, b, 1999 a, b).
52
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Tab. 10: Quantifizierbare Faktoren der Gebirgslösung und deren Auswirkung auf Leistung und/oder Verschleiß.
Einfach quantifizierbare Parameter,
die an Gesteinsproben im Labor bestimmt werden können
Auswirkung auf
(nur indirekt)
Einaxiale Druckfestigkeit
UCS [MPa]
Leistung
(Verschleiß)
Zerstörungsarbeit
Wz [kJ/m³] (THURO 1996 a)
Leistung
(Verschleiß)
Elastizitätsmodul
E [GPa]
(Leistung)
(Verschleiß)
Spaltzugfestigkeit
SPZ [MPa]
Leistung
(Verschleiß)
Trockenrohdichte, Porosität
D [g/cm³], P [%]
Leistung
Verschleiß
Äquivalenter Quarzgehalt
ÄQu [%] (im Vergleich zu Quarz;
THURO 1996 a)
--
Verschleiß
Gesteinsabrasivitäts-Index,
Rock Abrasivity Index
RAI [MPa] als Index-Wert;
RAI = ÄQu x UCS
(PLINNINGER 2002)
--
Verschleiß
Einfach quantifizierbare Parameter,
deren Einfluss (noch) nicht quantifiziert werden kann
Auswirkung auf
(nur indirekt)
Primärer Spannungszustand
σ1, σ2, σ3 [MPa], ϕ [°]
Leistung
(Verschleiß)
Wasserzufluss & Wasserchemismus
Mengen, Chemische Signatur
Leistung
(Verschleiß)
Quellvermögen
(Quellhebung, Quelldruck)
h [%], σ [MPa]
Leistung
(Verschleiß)
Semiquantitativ erfassbare Parameter,
deren Werte keine physikalischen Parameter sind
Auswirkung auf
(nur indirekt)
Abstände / Dichte der Trennflächen,
Zerbrechungsgrad
Klüftigkeitsziffer (STINI 1950),
Zerlegungsgrad (ÖNORM 4401 T1),
Rock Quality Designation RQD [%]
(DEERE 1963),
Scanlines (PRIEST 1993),
Kluftabstände [cm]
Leistung
--
Anisotropie / Schieferung
Winkel [°] zur Arbeitsrichtung
(Tunnel- / Bohrachse)
Leistung
--
Qualitativ erfassbare Parameter, die indirekt mit
quantitativen Kennwerten oder Verfahren in Zahlen gefasst werden können
Auswirkung auf
(nur indirekt)
Verzahnungsgrad im Mikrogefüge
Zerstörungsarbeit, Einaxiale
Druckfestigkeit, RAI
Leistung
Verschleiß
Qualität des Bindemittels
Zerstörungsarbeit, Einaxiale
Druckfestigkeit, RAI, Trockenrohdichte, Porosität
Leistung
Verschleiß
Verwitterung & hydrothermale Zersetzung
Trockenrohdichte, Porosität
Leistung
Verschleiß
Einfluss veränderlich fester Gesteine
Gehalt z.B. an Ton-Schluffsteinen
Leistung
(Verschleiß)
Prozentualer Anteil an der
Ortsbrust (Fläche) oder im Abschlag
(Volumen), Mächtigkeiten, Orientierung
Leistung
Verschleiß
Einfluss der Inhomogenität
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
53
3.2 Basis-Gebirgslösbarkeit – felsmechanische und petrographische Parameter
Für die Untersuchung der Gebirgslösung muss zwischen der gesteinsbedingten „Basis-Gebirgslösbarkeit“
und deren Beeinflussung durch den Gebirgscharakter unterschieden werden, welcher durch das Trennflächengefüge und die Inhomogenität und Anisotropie des Gebirges bestimmt wird. Bei einem möglichst homogenen und isotropen Gebirge können die felsmechanischen Kennwerte direkt mit den Leistungsparametern korreliert werden. Gleiches gilt für die petrographischen Parameter (Äquivalenter Quarzgehalt, THURO
1996 a, 1997 a, b, THURO & SPAUN 1996 a, b) oder Indexparameter (Rock Abrasivity Index, PLINNINGER
2002) mit den Verschleißparametern.
Bereits in früheren Arbeiten wurde ausführlich auf die Eignung verschiedener felsmechanischer Kennwerte
für die Korrelation mit der Bohrgeschwindigkeit eingegangen (THURO 1996 a, 1997 a, b, THURO & SPAUN
1996 a, b, c). Die dort getroffenen Feststellungen treffen grundsätzlich auch für die Korrelation mit der Fräsleistung von Teilschnittmaschinen (THURO & PLINNINGER 1999 b), der Schneidleistung von Tunnelbohrmaschinen und dem spezifischen Sprengstoffverbrauch (THURO & PLINNINGER 2001 a) zu. Bei allen diesen
Ausbruchsverfahren stellte sich heraus, dass die sog. Zerstörungsarbeit (vgl. Abschnitt 3.2.1, Abb. 51) die
besten Korrelationen mit den Leistungsparametern ergibt.
Die unten aufgeführten felsmechanischen bzw. petrographischen Parameter haben sich zur Korrelation mit
den Leistungs- und Verschleißparametern als besonders geeignet erwiesen:
Die spezifische Zerstörungsarbeit erwies sich als hochsignifikanter Parameter bezüglich der
Bohrgeschwindigkeit, dem spezifischen Sprengstoffverbrauch, der Fräs- und der Schneidgeschwindigkeit. Dabei müssen – wie bei allen Korrelationen mit felsmechanischen oder petrophysikalischen Kennwerten – die Leistungsdaten der verwendeten Gerätschaften berücksichtigt werden.
Die einaxiale Druckfestigkeit erwies sich als signifikanter Parameter bezüglich der oben genannten Leistungsparameter. Als günstig hat sich herausgestellt, dass die Zerstörungsarbeit und die
einaxiale Druckfestigkeit im selben Versuch ermittelt werden können. Kommt der einaxiale
Druckversuch z.B. wegen niedriger Bohrkernqualität nicht in Frage, so können Druckfestigkeitswerte über den Punktlastversuch abgeschätzt werden (vgl. THURO & PLINNINGER 2001 b).
Die indirekte Zugfestigkeit (Spaltzugfestigkeit) erwies sich ebenfalls als signifikanter Parameter
bezüglich der oben genannten Leistungsparameter. Da sich bisher jedoch kein Unterschied zum
Signifikanzniveau der einaxialen Druckfestigkeit ergab, wurde häufig aus praktischen (Kosten-)
Gründen auf die Ermittlung von indirekten Zugfestigkeiten verzichtet.
Der äquivalente Quarzanteil erwies sich als hochsignifikanter Parameter bezüglich der Standzeit
der Bohrkronen. Leider liegen zur Korrelation des Meißelverbrauchs von Teilschnittmaschinen
immer noch zu wenige Daten für stichhaltige Korrelationen vor (PLINNINGER 2002). Ähnliches
gilt für Tunnelbohrmaschinen: Hier sind die Verschleißwerte durch die üblicherweise langen
Rollstrecken und die damit zu geringe Auflösung i.d.R. nicht zur Charakterisierung von kurzfristig wechselnden Gebirgsverhältnissen verwendbar.
Eine Bearbeitung der Gebirgslösung mit Hilfe des Drilling Rate Index DRI und Cutter Life Index / Bit Wear
Index (zuletzt in BARTON 2000) kam aus den in THURO (u.a. 1996 a: 4 ff.) geschilderten Überlegungen nicht
in Frage.
Im folgenden Abschnitt sollen die wesentlichen Ergebnisse dieser Korrelationen von Leistungs- und Verschleißparametern mit den felsmechanischen und petrographischen Parametern vorgestellt werden.
Die in den Diagrammen verwendete Auswertemethodik und Statistik folgt im wesentlichen THURO (1996 a)
und ist im Anhang beschrieben.
54
3.2.1
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Felsmechanische Parameter zur Korrelation mit der Löseleistung
Neben den konventionellen felsmechanischen Kennwerten einaxiale Druckfestigkeit, Elastizitätsmodul und
Spaltzugfestigkeit wurde ein neuer Kennwert eingeführt: die spezifische Zerstörungsarbeit Wz (THURO 1996
a, 1997 a, b, THURO & SPAUN 1996 a, b, c). Die Zerstörungsarbeit stellt ein neues Maß für die Zähigkeit bezüglich der Gebirgslösbarkeit dar: Anders als das Verhältnis von Druck- zur Zugfestigkeit ergibt die Zerstörungsarbeit einen Parameter für die mechanische Arbeit, die aufgewendet werden muss, um einen Prüfkörper
beim einaxialen Druckversuch vollständig zu zerstören (Abb. 51).
Sprödes
σ
Zähes Bruchverhalten
Einaxiale Druckspannung σ
Pre-failure-Bereich
Post-failure-Bereich
Hüllkurve
Einaxialer
Druckversuch
Zerstörungsarbeit
Wz= σ d ε
εmax
ε
Längsdehnung ε
εmax
Abb. 51: Spannungs-Verformungs-Kurven eines spröden und eines zähen Prüfkörpers. Eingezeichnet sind die
Belastungszyklen, die Hüllkurve über die Bruchscheitel und das Kurvenintegral über die grau unterlegten
Flächen.
Während der Verformungs- oder Elastizitätsmodul die Steigung des linearen Kurvenabschnitts im Spannungs-Verformungsdiagramm beim einaxialen Druckversuch angibt, berechnet sich die Zerstörungsarbeit
aus der zugehörigen Fläche unter der Arbeitslinie. Als Produkt von Druckfestigkeit und Längenänderung
stellt sie gewissermaßen die Formänderungsarbeit bis über den Post-failure-Bereich dar. Die maximale
Längsdehnung εmax ist dabei diejenige maximale Längsdehnung des Prüfkörpers, die noch bei einem Bruch,
also bei Entstehung einer freien Oberfläche, entsteht. Die Restfestigkeit eines mehr oder weniger zerbrochenen Materials, welches nur noch über Reibung mit einem Druckanstieg reagiert, soll damit von der Bestimmung der Zerstörungsarbeit ausgeschlossen werden.
Die Werte der Zerstörungsarbeit werden allerdings nicht unerheblich durch den Schlankheitsgrad der Prüfkörper beeinflusst, bemerkenswerterweise weniger durch deren absolute Größe (THURO et al. 2001 c).
Die Zerstörungsarbeit hat sich in der Praxis als der wichtigste Parameter zur Korrelation mit folgenden technischen Leistungsparametern herausgestellt:
Bohrgeschwindigkeit beim Bohr- und Sprengvortrieb
Sprengstoffverbrauch beim Bohr- und Sprengvortrieb
Fräsgeschwindigkeit beim Vortrieb mit Teilschnittmaschinen
Schneidgeschwindigkeit beim Vortrieb mit Tunnelbohrmaschinen
Die Ermittlung der Zerstörungsarbeit beim einaxialen Druckversuch sowie der anderen felsmechanischen Parameter wurde eingehend in THURO (1996 a) beschrieben und diskutiert.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
55
3.2.1.1 Bohrgeschwindigkeit beim Bohr- und Sprengvortrieb
Die Korrelationen zwischen felsmechanischen Parametern und der Bohrgeschwindigkeit sind ausführlich in
THURO (1996 a) vorgestellt und eingehend diskutiert worden. Es erfolgt in dieser Arbeit eine kurze Zusammenfassung im Sinne einer vollständigen Besprechung der Gebirgslösbarkeit aller Vortriebsverfahren.
In Abb. 52 ist die Bohrgeschwindigkeit in Abhängigkeit der Zerstörungsarbeit aufgetragen. Der hohe Wert
des Bestimmtheitsmaßes (R²=85%) belegt die hohe Güte der Korrelation. Den am häufigsten verwendeten
Parameter zur Korrelation mit der Bohrgeschwindigkeit stellt jedoch nach wie vor die einaxiale Druckfestigkeit dar. Die einaxiale Druckfestigkeit hat den Vorteil, dass sie auch über indirekte Versuche, insbesondere
den Punktlastversuch, ermittelt werden kann (THURO et. al. 2001). Deshalb erscheint es nach wie vor wichtig, Korrelationsdiagramme mit der einaxialen Druckfestigkeit aufzustellen. Allerdings ist der Zusammenhang in Abb. 53 wesentlich weniger signifikant als beim Diagramm der Zerstörungsarbeit. Möchte man dieses Diagramm beispielsweise als Prognoseinstrument verwenden, so zeigen die deutlichen Ausreißer an, dass
die Druckfestigkeit nicht optimal geeignet ist, die Bohrgeschwindigkeit vorherzusagen.
Bohrgeschwindigkeit
5
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
20 kW-Bohrhammer
sehr hoch
Anzahl der Werte: n=64
Kurvengleichung:
4
hoch
3
y = a+b·ln x
a = 6,08 b = -0,72
Standardabweichung:
mittel
yσ(n-1) = 0,33 m/min
Korrelationskoeffizient:
gering
R = 0,922
2
Bestimmtheitsmaß:
1
20
0
3 00
70
0
sehr gering
100
200
300
400
R2 = 85%
(p < 0,001%)
500
Zerstörungsarbeit Wz [kJ/m3]
Abb. 52: Bohrgeschwindigkeit, aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit (Einzelwerte). 20 kW-Bohrhammer COP
1440 mit Klassifizierung der Bohrgeschwindigkeiten und statistischen Maßzahlen (THURO 1996 a).
Bohrgeschwindigkeit
5
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
20 kW-Bohrhammer
sehr hoch
Anzahl der Werte: n=24
Kurvengleichung:
4
hoch
3
y = a+b·ln x
a = 5,42 b = -0,70
Standardabweichung:
mittel
yσ(n-1) = 0,50 m/min
Korrelationskoeffizient:
gering
R = 0,804
2
Bestimmtheitsmaß:
1
7,5
0
0
30
20
40
135
60
80
100
120
sehr gering
R2 = 63%
(p = 0,002%)
140
Einaxiale Druckfestigkeit UCS [MPa]
Abb. 53: Bohrgeschwindigkeit, aufgetragen gegen die einaxiale Druckfestigkeit (Mittelwerte). 20 kW-Bohrhammer
COP 1440 mit Klassifizierung der Bohrgeschwindigkeiten und statistischen Maßzahlen (THURO 1996 a).
56
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
In den Diagrammen der Abb. 54 ist die Bohrgeschwindigkeit gegen einige weitere felsmechanische Parameter für den 20 kW-Bohrhammer COP 1440 aufgetragen. Dabei zeigt nur die Spaltzugfestigkeit eine ähnlich
gute Signifikanz der Korrelation wie die einaxiale Druckfestigkeit. Sowohl das Verhältnis von Druck- zur
Zugfestigkeit – in der Literatur oft als „Zähigkeit“ bezeichnet – als auch der Elastizitätsmodul ergeben
schlechtere Werte für das Bestimmtheitsmaß und damit keine Signifikanz. Demgegenüber zeigt die Trockenrohdichte der Gesteine sogar noch eine bessere Korrelation. Erläuterungen zur Auswertung und zur Ermittlung der statistischen Parameter sind im Anhang (ab S. 155) beschrieben.
5
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
5
4
3
2
1
y=a+b·ln x
yσ(n-1)= 0,50 m/min
R2=63%
n=24
0
4
3
2
1
y=a+b·ln x
n=24
R2=2,5%
0
0
2
4
6
8
10
12
0
2
4
Spaltzugfestigkeit SPZ [MPa]
6
8
10
12
14
16
18
20
"Zähigkeit" Z=UCS/SPZ [ - ]
5
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
5
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
yσ(n-1)= 0,82 m/min
4
3
2
1
y=a+b·ln x
yσ(n-1)= 0,72 m/min
n=23
4
3
2
1
y=a+b·x
R2=26%
yσ(n-1)= 0,68 m/min
n=24
R2=33%
0
0
0
10
20
30
40
Elastizitätsmodul E [GPa]
50
60
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
Trockenrohdichte D [g/m3]
Abb. 54: Bohrgeschwindigkeit (mit dem 20 kW-Bohrhammer COP 1440), aufgetragen gegen die Spaltzugfestigkeit,
das Verhältnis von Druck- zur Zugfestigkeit („Zähigkeit“), den Elastizitätsmodul und die Trockenrohdichte
(Mittelwerte aus Homogenbereichen). Zusätzlich angegeben sind einige statistische Parameter (yσ(n-1) =
Standardabweichung, n = Anzahl der Werte, R² = Bestimmtheitsmaß) nach THURO & SPAUN (1996 c).
Obwohl viele Autoren aufgrund bruchmechanischer Überlegungen zu dem Schluss kommen, dass die Zugfestigkeit eine weit größere Rolle spielen müsse als die einaxiale Druckfestigkeit (u.a. SANYO & KUTTER
1982, EWENDT 1989), ließ sich diese Behauptung bisher weder durch unsere Arbeiten noch durch die anderer Bearbeiter (vgl. GEHRING 1995: 442), die bereits über mehrere Jahrzehnte Versuchserfahrung verfügen,
experimentell bestätigen.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
57
3.2.1.2 Sprengstoffverbrauch beim Bohr- und Sprengvortrieb
Um eine Korrelation von spezifischem Sprengstoffverbrauch mit felsmechanischen Parametern aufzustellen,
ist es notwendig, die Wertepaare sehr stark zu selektieren. Zunächst ist der spezifische Sprengstoffverbrauch
kein direkter Messwert, sondern wird durch den Sprengmeister mithilfe eines Sprengleitbildes vorgegeben.
Neben den technischen Parametern wie Sprengquerschnitt und -kubatur, Einbruchsart und Detonationsgeschwindigkeit des Sprengstoffs spielt die Ausbildung des Gebirges mit seinem Trennflächengefüge, seiner
Inhomogenität und Anisotropie eine ausschlaggebende Rolle.
Die Notwendigkeit, möglichst homogene und isotrope Gebirgs-Homogenbereiche mit vergleichbaren technischen Randbedingungen zu korrelieren, schlägt sich in einer geringen Anzahl von Wertepaaren mit einem
großen Schwankungsbereich (Fehlerbalken in Abb. 55) nieder.
Mit einem Bestimmtheitsmaß von R²=67% ist die Korrelation zwar noch signifikant, die Qualität der Beziehung jedoch nur als mäßig zu bezeichnen. Auffällig ist neben der insgesamt hohen Schwankungsbreite die
stärkere Streuung bei hoher Zerstörungsarbeit. Der höchste spez. Sprengstoffverbrauch (> 3 kg/m³) wurde in
Phylliten gemessen, deren Zerlegungsgrad zwar nicht hoch war, die jedoch eine äußerst feinste Foliation
aufwiesen.
Sprengbarkeitsgrade nach Leins & Thum 1970
Spez. Sprengstoffverbrauch [kg/m³]
4,0
3,5
extrem schwer
Ammon-Gelit 2 / Keileinbruch
Anzahl der Werte: n=31
Kurvengleichung:
3,0
y = a + b·x
sehr schwer
2,5
a = 0,68 b = 0,0048
Standardabweichung:
2,0
schwer
1,5
1,0
mittelschwer
0,5
120
0,0
0
100
290
200
300
leicht
480
400
yσ(n-1) = 0,47 kg/m³
Korrelationskoeffizient:
R = 0,819
Bestimmtheitsmaß:
R2 = 67%
(p < 0,001%)
500
Zerstörungsarbeit [kJ/m³]
Abb. 55: Spezifischer Sprengstoffverbrauch aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit (Mittelwerte aus 31
Homogenbereichen in 8 Tunnelprojekten). Standardabweichungen der Werte als Fehlerbalken. Sprengstoff
Ammon-Gelit 2 bei Keileinbruch mit Klassifizierung der Sprengbarkeitsgrade nach LEINS & THUM (1970),
erweitert (nach THURO & PLINNINGER 2001 a, verändert) sowie statistischen Maßzahlen.
58
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
3.2.1.3 Fräsgeschwindigkeit beim Vortrieb mit einer Teilschnittmaschine
Wie bereits in Abschnitt 2.3.5 Messgrößen zur Erfassung der Fräsbarkeit ab Seite 34 geschildert, ist die
Messung der tatsächlich aufgewendeten Nettofräsleistung aufwendiger und ungenauer als die Nettobohrgeschwindigkeit. Deshalb konnte eine Korrelation von Fräsleistung und felsmechanischen Parametern bisher
lediglich bei einem einzigen Projekt (Abwasserstollen Zeulenroda, Thüringen) durchgeführt werden und dort
auch nur an einer begrenzten Zahl von vergleichsweise günstig erscheinenden Abschlägen. Um den Einfluss
des Gebirges weitgehend zu minimieren, wurden nur Abschläge mit geringem Durchtrennungsgrad gewertet.
Durch die geringe Größe von Stollen und Maschine war es möglich, hierfür genügend Werte zu sammeln.
Bei der für dieses Projekt notwendigen Beweissicherung war es möglich, eine genügende Anzahl von Laboruntersuchungen durchzuführen. Leider treffen diese günstigen Umstände nur selten zusammen und dies mag
erklären, weshalb es praktisch keine veröffentlichten Primärdaten – d.h. Diagramme mit eingetragenen Wertepaaren von Fräsleistung und felsmechanischen Kennwerten – gibt.
Fräsgeschwindigkeit
50
130 kW-Teilschnittmaschine
sehr hoch
Kurvengleichung:
40
Fräsleistung [m³/h]
Anzahl der Werte: n=26
hoch
30
y = a+b·ln x
a = 108 b = -19,5
Standardabweichung:
mittel
yσ(n-1) = 4,6 m³/h
Korrelationskoeffizient:
gering
R = 0,946
20
10
Bestimmtheitsmaß:
30
0
50
0
90
50
sehr gering
150
100
150
R2 = 89%
(p < 0,001%)
200
Zerstörungsarbeit Wz [kJ/m³]
Abb. 56: Fräsleistung, aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit (Tonschiefer und Quarzite, Einzelwerte,
Abwassertunnel Zeulenroda). 130 kW-Teilschnittmaschine mit Klassifizierung der Fräsgeschwindigkeit
leichter Teilschnittmaschinen und statistischen Maßzahlen (nach THURO & PLINNINGER 1999 b, verändert).
Fräsgeschwindigkeit
50
130 kW-Teilschnittmaschine
sehr hoch
Kurvengleichung:
40
Fräsleistung [m³/h]
Anzahl der Werte: n=26
hoch
30
y = a+b·ln x
a = 75,7 b = -14,3
Standardabweichung:
mittel
yσ(n-1) = 8,2 m³/h
Korrelationskoeffizient:
gering
R = 0,796
20
10
Bestimmtheitsmaß:
12
0
0
25
20
50
40
sehr gering
100
60
80
100
R2 = 62% (p < 0,002%)
120
Einaxiale Druckfestigkeit UCS [MPa]
Abb. 57: Fräsleistung, aufgetragen gegen die einaxiale Druckfestigkeit (Tonschiefer und Quarzite, Einzelwerte,
Abwassertunnel Zeulenroda). 130 kW-Teilschnittmaschine mit Klassifizierung der Fräsgeschwindigkeit
leichter Teilschnittmaschinen und statistischen Maßzahlen (nach THURO & PLINNINGER 1999 b, verändert).
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
59
Auch bei diesem Untersuchungsprogramm stellte sich heraus, dass die Zerstörungsarbeit die beste Korrelation mit der Fräsleistung ergibt (Abb. 56). Mit einem Bestimmtheitsmaß von R²=89% ist die Korrelation sogar
besser als die der Bohrgeschwindigkeit in Abb. 52 auf Seite 55. Dies ist damit zu erklären, dass die Daten
nur aus einem Projekt stammen, in dem mit ein und derselben TSM in einer relativ eintönigen Serie aus Tonschiefern und Quarziten gefräst wurde. Die Signifikanz der errechneten Abhängigkeit mit der einaxialen
Druckfestigkeit ist demgegenüber mit einem Bestimmtheitsmaß von R²=62% weit weniger befriedigend.
(Abb. 57).
Fräsleistungsdiagramme der Maschinenhersteller
Die einaxiale Druckfestigkeit ist beim TSM-Vortrieb immer noch der am weitesten verbreitete Parameter für
die Prognose der Fräsleistung. Allerdings ist die Fräsleistung ganz besonders vom Zerlegungsgrad des Gebirges abhängig. In den Fräsleistungsdiagrammen, welche die Maschinenhersteller für ihre Teilschnittmaschinen liefern, wird deshalb immer eine maximale und eine minimale Leistungskurve angegeben. Aller Erfahrung nach korrelieren diese Kurven mit dem Durchtrennungsgrad des Gebirges, da – wenn das Gebirge
entsprechend „vorzerkleinert“ ist – die Fräsleistung entsprechend ansteigt (vgl. Abschnitt 3.3.2). Abb. 58
zeigt ein solches Fräsleistungsdiagramm einer schweren Teilschnittmaschine mit 300 kW installierter Leistung, Abb. 59 eines für eine leichte Teilschnittmaschine mit 132 kW. Das letztere Diagramm entspricht dem
von Abb. 57 mit vertauschten Achsen; die Datenpunkte sind zur Information eingetragen.
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
160
300 kW-Teilschnittmaschine
140
120
maximale Leistungskurve
hohe Klüftigkeit, günstige
Orientierung der Klüfte
100
mittlere Leistungskurve
minimale Leistungskurve
geringe Klüftigkeit, ungünstige Orientierung der Klüfte
80
60
40
20
0
0
50
100
Fräsleistung [m3/h]
150
200
Abb. 58: Fräsleistungsdiagramm einer Teilschnittmaschine mit 300 kW installierter, elektrischer Leistung in
Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit und des Zerlegungsgrades mit den zugehörigen drei
Leistungskurven (Paurat E-242B nach Angaben des Maschinenherstellers PAURAT 1995).
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
140
132 kW-Teilschnittmaschine
120
maximale Leistungskurve
hohe Klüftigkeit, günstige
Orientierung der Klüfte
100
minimale Leistungskurve
geringe Klüftigkeit, ungünstige Orientierung der Klüfte
80
60
40
20
0
0
10
20
30
Fräsleistung [m3/h]
40
50
Abb. 59: Fräsleistungsdiagramm einer Teilschnittmaschine mit 132 kW installierter, elektrischer Leistung in
Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit und des Zerlegungsgrades mit maximaler und minimaler
Leistungskurve (AC-ET 120, ATLAS COPCO – EICKHOFF 1993). Eingetragene Datenpunkte aus Abb. 57.
60
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
3.2.1.4 Spezifische Penetration beim Vortrieb mit einer Tunnelbohrmaschine
Die Bestimmung der spezifischen Penetration nach Abschnitt 2.4.5 Messgrößen zur Erfassung der Schneidbarkeit ab Seite 45 erscheint zwar theoretisch einfach, erfordert jedoch einen außergewöhnlich hohen Aufwand für die Auswertung (THURO & BRODBECK 1998). Im Fallbeispiel des Abschnitts 4.7 ab Seite 131 wird
demonstriert, wie aufwendig es ist, die spezifische Penetration einer TBM zu erfassen und übersichtlich darzustellen. Daneben ist es notwendig, aus den betrachteten Homogenbereichen Proben zu entnehmen und im
Labor zu testen. Das Voruntersuchungsprogramm zum Schönbergtunnel, Umfahrung Schwarzach sowie die
Auffahrung des Schönbergtunnels ergab die Möglichkeit eines umfangreichen Untersuchungsprogramms
(EDER & LUTZ 1997, EDER & STADLMANN 1998).
Durch die gute Datenlage konnte bei diesem Projekt eine Korrelation von Schneidleistung und felsmechanischen Parametern ermittelt werden. Um den Einfluss des Gebirges weitgehend zu minimieren, wurden nur
Abschläge mit geringem Durchtrennungsgrad und bei gleicher Orientierung der Schieferung gewertet. Abb.
60 zeigt die Korrelation von spez. Penetration und Zerstörungsarbeit. Das Bestimmtheitsmaß von R²=87%
belegt eine hohe Signifikanz des Zusammenhangs. Auch hier dürfte es sich als günstig erweisen, dass die
Daten aus nur einem Projekt und einer relativ eintönigen Serie aus Phylliten und Karbonatschiefern stammen.
Schnittgeschwindigkeit
0,30
Spez. Penetration [mm/kN]
600 kW-Tunnelbohrmaschine Ø 3,60 m
Anzahl der Werte: n=41
sehr hoch
0,25
Kurvengleichung:
y = a+b·ln x
0,20
hoch
0,15
mittel
0,10
gering
0,05
50
0,00
0
100
200
100
200
sehr gering
300
a = 0,471 b = -0,0698
Standardabweichung:
yσ(n-1) = 0,0236 mm/kN
Korrelationskoeffizient:
R = 0,935
Bestimmtheitsmaß:
R2 = 87%
(p < 0,001%)
400
Zerstörungsarbeit Wz [kJ/m³]
Abb. 60: Spezifische Penetration aufgetragen gegen die Zerstörungsarbeit (Phyllite und Karbonatschiefer, Einzelwerte,
Schönbergtunnel, Schwarzach). Atlas Copco Mark 12 CF ∅ 3,60 m mit Klassifizierung der
Schnittgeschwindigkeiten kleiner 600 kW-TBMs und statistischen Maßzahlen (nach THURO & PLINNINGER
2001 a, verändert).
Ähnliche, sehr gute Korrelationen erhält auch GEHRING (1995) mit der „spezifischen Bruchenergie“, d.h.
dem Flächenintegral der Spannungs-Längsdehnungskurve bis zum Bruchpunkt der einaxialen Druckfestigkeit. Er untersuchte dabei mehrere TBM-Vortriebe in Sandsteinen, Graniten, Agglomeraten und Tuffen sowie Amphibolit und Granitgneisen. Die Maschinenparameter sind mit den hier verwendeten mit ∅ 430 mm
Disken bei 80 mm Spurabstand und einem mittleren Andruck pro Diskenmeißel von 200 kN praktisch identisch. Auch er kommt zu dem Ergebnis, dass die Spaltzugfestigkeit weit weniger gute Korrelationen mit den
Leistungsparametern ergibt als beispielsweise die einaxiale Druckfestigkeit und die spezifische Bruchenergie.
Zusammenfassend lässt sich sagen, dass die felsmechanischen Parameter, insbesondere die Zerstörungsarbeit, zwar sehr gute Korrelationen mit Leistungsparametern ergeben, die Voraussetzungen – homogenes Gebirge möglichst ohne störende geologische Einflüsse – jedoch nur selten anzutreffen sind.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
3.2.2
61
Mineralogisch-petrographische Parameter zur Korrelation mit den
Verschleißparametern
Die Verschleißparameter werden am stärksten durch den äquivalenten Quarzanteil gesteuert. Dies ist anhand
der Untersuchungen von Bohrkronenstandzeiten in THURO (1996 a) bereits ausführlich gezeigt worden. Von
PLINNINGER (2002) wurde der Rock Abrasivity Index RAI eingeführt, der eine Weiterentwicklung der Methode des äquivalenten Quarzanteils darstellt. In seiner Arbeit werden alle gängigen Verfahren zur Korrelation mit den Verschleißparametern vorgestellt, eingehend diskutiert und mithilfe von Daten aus Tunnelprojekten bewertet. KÄSLING (1999) untersuchte ausführlich die Eignung des CERCHAR Abrasivitäts-Index CAI
(CERCHAR 1986, WEST 1989, BECKER & LEMMES 1984), kam aber zu dem Schluss, dass dieser zwar Aussagen über die Abrasivität der Gesteine erlaube, konnte jedoch keine hoch signifikante Korrelation mit technischen Verschleißparametern nachweisen.
In vorliegender Arbeit werden die wichtigsten Aspekte der Methode des äquivalenten Quarzanteils und des
CERCHAR Abrasivitäts Tests kurz zusammengefasst.
3.2.2.1 Methode des äquivalenten Quarzanteils
Die Abrasivität eines Gesteins wird durch den gesamten Mineralbestand, seine Struktur und Textur bestimmt. Nach verschiedenen Autoren (z.B. SCHIMAZEK & KNATZ 1970, 1976, GUNSALLUS & KULLHAWY
1984) steigt die Abrasivität mit dem Anteil an schleißscharfen Mineralen, vornehmlich Quarz. Obwohl
Quarz mit seiner MOHS´schen Härte von 7 und seiner weiten Verbreitung in Gesteinen als das am stärksten
abrasiv wirkende Mineral gegenüber Bohrwerkzeugen gilt, sind auch alle anderen Minerale als verschleißrelevant anzusehen, deren MOHS´sche Härte größer ist als diejenige von Werkzeugstahl (ca. MOHS 5,5) besitzen. Darüber hinaus dürfen jedoch auch Minerale mit geringerer Härte aufgrund ihrer Schleifwirkung nicht
völlig außer Acht gelassen werden.
Im Gegensatz zum Quarzgehalt stellt der äquivalente Quarzanteil die Gesamtheit der den Verschleiß bestimmenden Minerale als Summe ihrer Prozentanteile mal ihrer Schleiffestigkeit, bezogen auf Quarz, dar.
Diese Berechnungsmethode wird von Bohrstahlherstellern und planenden Ingenieurbüros gleichermaßen
verwendet. Dabei bestimmen maßgeblich Minerale ab einer MOHS´schen Härte von 5,5 (≈Stahl) den Verschleiß. Die Bestimmung des äquivalenten Quarzanteils erfolgt über die Schleifhärte nach Rosiwal nach folgender Formel:
n
ä Qu = ∑ Ai ⋅ Ri
(Gleichung 11)
i =1
mit
äQu – Äquivalenter Quarzgehalt
Ai – Anteil der Mineralart i (nach Modalanalyse)
Ri – Schleifhärte der Mineralart i nach Rosiwal in Prozent von Quarz
n – Anzahl aller Minerale
Bei der Bestimmung der Schleiffestigkeit (hier gleichgesetzt mit der Schleifhärte) der Minerale bezieht man
sich dabei auf die Arbeiten von ROSIWAL (1896, 1916). Den Zusammenhang zwischen Ritzhärte nach MOHS
und Schleifhärte nach ROSIWAL gibt Abb. 61 wieder. Mit dem Diagramm lassen sich auch von solchen Mineralen die Schleifhärten abschätzen, die nicht durch ROSIWAL im Versuch bestimmt worden sind. In der
Tab. 11 sind die verwendeten Schleifhärten nach ROSIWAL und Ritzhärten nach MOHS aufgeführt.
Die große Streuung in Abb. 61 kommt zum einen durch die Mischkristallbildung einzelner Mineralfamilien,
durch die unterschiedliche Härte entlang einzelner Spaltflächen (Kristallanisotropie) sowie durch Unterschiede in der Verwitterungs- oder Zersetzungsresistenz der Minerale zustande.
Der Bezug auf ein technisches Härteprüfverfahren (z. B. Vickers-Härte) wäre zwar grundsätzlich möglich,
da auch hier ein guter Zusammenhang besteht. Allerdings existieren bei keinem der gängigen technischen
Verfahren (Vickers, Brinell, Rockwell) Mineralhärte-Bestimmungen in ausreichendem Maße, da es sich bei
ihnen hauptsächlich um Stahlprüfverfahren handelt. Lediglich die Vickers-Härte ist beim Testen von Kohle
weiter verbreitet.
62
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Tab. 11: Zusammenstellung von Dichten und Mineralhärten wichtiger, gesteinsbildender Minerale (aus PLINNINGER
2002 nach ROSIWAL 1896, 1916; THURO 1996 a; TOURENQ 1966; UETZ 1986; VERHOEF 1997).
Mineral
Anhydrit
Apatit
Aragonit
Biotit
Calcit
Chlorit
Cordierit
Cyanit
Diamant
Dolomit
Epidot
Feldspäte:
Plagioklas (zersetzt)
Mikroklin
Oligoklas
Orthoklas
Fluorit
Gips
Goethit
Granat
Graphit
Hämatit
Hornblende
Illmenit
Korund
Leucit
Magnetit
Muskovit
Olivin
Pyrit
Pyroxene
Quarz
Rutil
Serpentin
Spinelle
Staurolith
Steinsalz
Talk
Titanit
Topas
Turmalin
Zirkon
Dichte [g/cm3]
Mohs-Härte
Rosiwal-Härte*
Vickers Härte
2,9-3,2
3,16
2,95
3,01
2,72
2,78
2,64
3,5-3,7
3,5
2,85
3,39
3-3½
5
3½
2½-3
3
2-2½
7-7½
5-7
10
3½-4
6-7
3,3-5,5
5,1-9,9
1,8-5,6
1,9-3,9
0,9
45
53
117000
54-69
980
4450-5950
2910
880-1080
1215
490
4905-21030
2140-5640
6670
≈2,50
2,55
2,64
2,57
3,18
2,32
4,37
3,8-4,2
2,26
4,9
3,22
4,7
3,95
2,47
5,15
2,85
3,41
5,1
3,2-3,5
2,65
4,25
2,50
3,5
3,74
2,16
2,74
3,48
3,56
3,15
4,45
5
6
6
6
4
1½-2
5-5½
6½-7½
1
5½-6½
5-6
5-6
9
5½- 6
5½
2-3
6½-7
6-6½
5-6
7
6-6½
3-4
8
7-7½
2-2½
1
5-5½
8
7-7½
7½
3-27
23-38
17-40
2,8-4,4
0,3-0,6
203-210
25
18-30
326-1765
40
34
1,5-6,1
80
56
22-65
74-127
116-143
4
389
83
1,2-1,4
0,03
48
87-148
102
367
4340
7300
6300-9150
1295
305-470
4610
10400-12410
6915
5990-7160
4915-10760
17950-25485
5700
835
8045-9610
9515-14060
5885-7850
8830-13320
9150-14085
1715
13515-14765
12950
20-460
3965-6670
18150
11645-13520
10928-14765
* Rosiwal-Schleifhärte bezogen auf Quarz=100
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
63
9
Ritzhärte nach Mohs
8
Quarz
7
6
5
4
3
2
1
y = 2.12 + 1.05·ln x yσ(n-1)= ½
n=24 R2=95%
0
1
10
100
1000
Schleifhärte nach Rosiwal
Abb. 61: Schleifhärte nach ROSIWAL (Mittelwerte), aufgetragen gegen die Ritzhärte nach MOHS in einem
halblogarithmischen Diagramm. Eingezeichnet ist eine logarithmische Regressionskurve (erscheint als
Gerade) mit statistischen Maßzahlen (THURO 1996 a).
3.2.2.2 CERCHAR-Verschleißtest (CAI) nach PLINNINGER (2002)
Als Modellversuchsverfahren zur Prognose von Löseleistung und Werkzeugverschleiß wird vom Centre
d´Etudes de Charbonnages de France (CERCHAR) die Durchführung eines Härtetests (Bohrversuch mit einem ∅ 8 mm Bohrer mit Hartmetallschneide) und Abrasivitätstests (Kratzversuch mit Stahlstift) vorgeschlagen (BECKER & LEMMES, 1984). Während der Bohrversuch keine Verbreitung gefunden hat, hat der Abrasivitätsversuch in Mitteleuropa von allen Indextests die weiteste Anwendung gefunden. Er wird zum gegenwärtigen Zeitpunkt von zahlreichen Maschinen- und Werkzeugherstellern sowie Prüfinstituten eingesetzt.
Abb. 62: Testgerät zur Ermittlung des CAI – Abrasivitätsindex (nach WEST 1989, verändert).
64
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Normung: Der Versuch wird nach den Prüfempfehlungen des CERCHAR (1986) durchgeführt. Ergänzungen
und Verbesserungsvorschläge zum Versuchsablauf werden von WEST (1989) beschrieben.
Versuchsdurchführung: Als Prüfkörper dienen beliebig geformte Handstücke mit bruchrauher Oberfläche.
Im Prüfgerät (Abb. 62) wird ein mit einem statischen Gewicht von 7 kg belasteter Prüfstift definierter Geometrie und Härte in jeweils 5 Einzeltests über eine Länge von 10 mm über die Oberfläche des Prüfkörpers
gezogen. Die dabei entstehende Abnutzung des Konus wird unter einer Messlupe mit einer Genauigkeit von
0,1 mm oder unter dem Auflichtmikroskop mit Messskala auf eine Genauigkeit von 0,02 mm abgemessen.
Versuchsauswertung: Der Cerchar Abrasiveness Index (CAI) bestimmt sich nach der unten stehenden
Gleichung. Eine Bewertung der Abrasivität kann entsprechend nachstehender Klassifizierungstabelle Tab.
12) vorgenommen werden.
CAI = d ⋅ 10
(Gleichung 12)
mit: CAI – Cerchar Abrasiveness Index
d – Abnutzung Stahlstift [mm]
Tab. 12: Klassifizierung der Abrasivität beim CAI-Test (nach CERCHAR 1986, deutsche Bezeichnungen ergänzt).
CAI
Classification
Bezeichnung
0,3-0,5
not very abrasive
kaum abrasiv
0,5-1,0
slightly abrasive
schwach abrasiv
1,0-2,0
medium abrasiveness
abrasiv
2,0-4,0
very abrasive
sehr abrasiv
4,0-6,0
extremely abrasive
extrem abrasiv
Aussagekraft des Versuches sowie geologisch und versuchstechnisch begründete Einflussfaktoren sind am
Lehrstuhl für Allgemeine, Angewandte und Ingenieur-Geologie der TU München im Rahmen einer Diplomarbeit von KÄSLING (2000) untersucht worden. Anhand von 120 Proben von Magmatiten, Metamorphiten
und Sedimentgesteinen wurde der Einfluss von Versuchsrahmenbedingungen (wie Oberflächenrauhigkeit,
Prüfstrecke und Versuchsauswertung) sowie die Korrelation des CAI mit im Labor ermittelten, „herkömmlichen“ Gesteinparameter (wie Einaxialer Druckfestigkeit, Mineralinhalt, Korngröße) untersucht.
Abb. 63 zeigt den hochsignifikanten Zusammenhang, der zwischen CAI und Prüfstreckenlänge ermittelt
werden konnte.
4,0
100
3,0
90
Regressionskurve
80
2,0
1,0
70
60
50
40
Anzahl der Werte:
n=10
Gleichung: y=ln(x+1)^0,36*2,29
Standardabweichung:
0,046
Korrelationskoeffizient:
Bestimmtheitsmaß:
30
Prozent des Standardtests [%]
110
Standardtest (10 mm)
Cerchar Abrasivitäts-Index CAI [0.1mm]
120
20
0,999
0,998
10
0,0
0
0
10
20
30
40
50
Länge der Prüfstrecke [mm]
Abb. 63: Abhängigkeit des CAI von der Länge der Prüfstrecke (aus: KÄSLING, 2000: 28, Abb. 12).
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
65
Nach den Prüfempfehlungen sollen für den CERCHAR-Test Spaltstücke mit bruchrauher Oberfläche eingesetzt werden. Die Erfahrung hat gezeigt, dass sich bei einer ganzen Reihe von Gesteinen (z.B. Konglomeraten, schiefrigen Gesteinen) durch Bruch oft keine prüffähigen Oberflächen herstellen lassen. Als prüfbare
und mit einfachen Mitteln reproduzierbare Oberflächen bieten sich u.a. sägerauhe Probenoberflächen (wie
sie durch Sägen der Probe mit einer wassergekühlten Diamantsäge entstehen) oder geschliffene Oberflächen
(durch Schleifen mit Schleifpulver definierter Körnung) an.
Die in Abb. 64 dargestellte Regression gibt zu der Annahme Anlass, dass die an gesägten Oberflächen ermittelten CAI-Werte linear um etwa 0,4 höher liegen, als die an bruchrauhen Oberflächen. Diese offensichtlich
für alle getesteten Gesteine gültige Aussage erstaunt um so mehr, als der Grad der Oberflächenrauhigkeit einen gesteinscharakteristischen und stark variierenden Einflussfaktor beim CERCHAR-Verfahren darstellt. Die
anhand der vorliegenden Datenbasis ermittelte Umrechung ist in der unten stehenden Gleichung darstellt.
CAI bruchrauh =
CAI sägerauh - 0,392
(Gleichung 13)
1,001
CAI (auf bruchrauher Oberfläche) [0.1mm]
7
6
5
4
Legende:
Alle Gesteine
Sedimente
3
Metamorphite
Magmatite
Standardabweichung
2
Geradengleichung
Anzahl der Werte
Standardabweichung
Bestimmtheitsmaß
1
0
0
1
2
3
4
5
6
y = a + b⋅x
n = 77
yσ(n-1)= 0,79
R2 = 0,74
7
CAI (auf sägerauher Oberfläche) [0.1mm]
Abb. 64: Abhängigkeit des CAI von der Oberflächenbeschaffenheit am Beispiel bruchrauher und gesägter Oberflächen
(aus: KÄSLING 2000: 31, Abb. 15).
Im Gegensatz zu den guten Abhängigkeiten, die sich für versuchstechnisch begründete Einflüsse ermitteln
ließen, konnte eine Vielzahl auch in der Literatur dargestellter „geologisch“ begründeter Abhängigkeiten
zwischen CAI und in Laborversuchen ermittelten Gesteinseigenschaften nicht bestätigt werden. Abb. 65
zeigt beispielsweise eine Gegenüberstellung des von WEST (1989) postulierten Zusammenhangs zwischen
CAI und Äquivalentem Quarzanteil, der in den Untersuchungen von KÄSLING nicht nachvollzogen werden
konnte.
Abb. 65: Gegenüberstellung der Untersuchungsergebnisse zur Abhängigkeit des CAI vom Äquivalenten Quarzgehalt
nach KÄSLING (2000) und WEST (1989) (aus: KÄSLING 2000: 33, Abb. 18, verändert).
66
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Bei der Gegenüberstellung der Versuchsergebnisse wird ebenso deutlich, dass das von KÄSLING getestete
Probenmaterial mit Quarzgehalten von 2 bis 100 % und CAI von 0,7 bis 6,0 einen erheblich größeren Bereich abdeckt als die Untersuchungen WESTs, die an Proben mit Quarzgehalten zwischen rd. 20 und 65 %
und CAI bis lediglich 3,2 ausgeführt wurden. Die beiden einzigen Werte über 2,5 wurden noch dazu bei der
Regression von WEST nicht berücksichtigt. Obwohl in der Literatur beispielsweise auch gute Korrelationen
von CAI und Schimatzek-Verschleißindex dargestellt werden (ARTHUR 1996), wertet KÄSLING die in Abb.
66 dargestellte, gute Korrelation zwischen CAI und einem Produkt aus Verformungsmodul und Äquivalentem Quarzgehalt als Hinweis darauf, dass der CAI vor allem von der elastischen Verformbarkeit des Gesteins und seinem Gehalt an schleißscharfen Mineralen abhängig ist.
Abrasivität
6
Alle Gesteine
Cerchar Abrasivitäts-Index CAI [0.1mm]
Sedimente
5
extrem abrasiv
Metamorphite
Magmatite
4
Standardabweichung
sehr abrasiv
3
2
1
Geradengleichung
y = a + b⋅x
Anzahl der Werte
Standardabweichung
n = 48
yσ(n-1)= 1,08
Bestimmtheitsmaß
R2 = 0,56
0
0
10
20
30
abrasiv
schwach abrasiv
kaum abrasiv
40
Verformungsmodul x äquivalenter Quarzgehalt [ ]
Abb. 66: CERCHAR Abrasivitäts Index CAI, aufgetragen gegen das Produkt aus Verformungsmodul und Äquivalentem
Quarzgehalt. (aus: KÄSLING, 2000: 40, Abb. 25).
Sedimentite
Kalksteine
Ton-, Schluff- und Mergelsteine
Quarzsandsteine (t/f)
Quarzsandsteine (c)
Magmatite Metamorphite
Quarzsandsteine (s)
Quarzite
Gneise
Amphibolite
Schiefer
Granitische Gesteine
Basalte
Rhyolit
0
1
2
3
4
5
6
CERCHAR Abrasiveness Index CAI [0.1 mm]
Abb. 67: Zusammenstellung typischer CAI für einige häufige Gesteine und Gesteinsgruppen (aus PLINNINGER 2002,
zusammengestellt nach: KÄSLING, 2000; eigenen Untersuchungen; BÜCHI et al. 1995). Legende: t/f – tonigschluffige/ferritische Zementierung; c – carbonatische Zementierung; s – silikatische Zementierung.
In einer gemeinsamen Vergleichsstudie mit dem Institut für Technische Geologie und Angewandte Mineralogie der TU Graz wurde auch die Übertragbarkeit von Versuchsergebnissen verschiedener Prüfinstitute untersucht. Als Ergebnis ist festzuhalten, dass Abweichungen, die sich aus verschiedenen Versuchsgeräten und
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
67
Abweichungen, die sich aus der Versuchsauswertung ergeben, durchaus etwa 5-10 % betragen können. Diese Schwankungen liegen jedoch durchaus im Rahmen der innerhalb einer Versuchsreihe auftretenden Wertestreuung. Eine Vergleichbarkeit von an verschiedenen Prüfinstituten ermittelten Abrasivitätsindices scheint
damit generell gegeben. In Abb. 67 sind abschließend einige häufige Gesteine und Gesteinsgruppen mit deren typischen CAI zusammengestellt.
Eine zusammenfassende Diskussion der Eignung des Versuchsverfahrens und eine Gegenüberstellungen von
CAI und tatsächlich ermittelten Verschleißraten sind in PLINNINGER (2002) zu finden.
3.2.2.3 Verschleiß von Bohrkronen
Die Verwendung des äquivalenten Quarzanteils zur Charakterisierung des Bohrkronenverschleißes ist nicht
unproblematisch, da die Bohrkronenstandzeit im Regelfall in einem Bereich des Gebirges, der äquivalente
Quarzanteil jedoch an Gesteinen ermittelt wird. Deshalb sind als Bohrkronenstandzeiten Mittelwerte über
Homogenbereiche des Gebirges zu berechnen.
Einzelkurven aller Gesteine
Verschleiß
2500
Porosität in
Sandsteinen
Standzeit [m/Krone]
2000
sehr gering
hydrothermale
Zersetzung
1500
gering
mittel
1000
hoch
Hauptast
500
sehr hoch
extrem hoch
0
0
20
40
60
äquivalenter Quarzanteil [%]
80
Legende
Sandsteine
Konglomerate &
Fanglomerate
Kalk- & Mergelsteine
Phyllite & Gneise
Marmore
hydrothermal zersetzte
Granite & Gneise
Quarzite
Amphibolite
Glimmerschiefer
100
Abb. 68: Standzeit der Bohrkronen, aufgetragen gegen den äquivalenten Quarzanteil. Die Werte sind in
Gesteinsgruppen zusammengefasst und in Einzelkurven gezeichnet. Werte aus 10 Tunnelprojekten (THURO
1998).
Im Diagramm der Abb. 68 sind Bohrkronenstandzeit und äquivalenter Quarzanteil von verschiedensten untersuchten Homogenbereichen (Gesteinen bzw. Gebirge) gegeneinander aufgetragen. Dabei wird deutlich,
dass sich das Diagramm genau betrachtet aus drei Zweigen zusammensetzt, die getrennt diskutiert werden
müssen:
einem Hauptast, der aus den Werten von Kalken, Konglomeraten, Fanglomeraten, Phylliten und
Gneisen besteht,
einem dem Hauptast ± parallelen Nebenast, der aus den Werten von hydrothermal zersetzten Gesteinen gebildet wird und
einem steil stehenden Nebenast, der die Werte von Sandsteinen repräsentiert.
Im Diagramm der Abb. 69 (oben) wurde der äquivalente Quarzanteil als Grundlage für die Klassifizierung
der Gesteine des „Hauptastes“ verwendet. Die Grenzen der Klassen sind als Werte gerundet an der x-Achse
angegeben. Durch die Punktestreuung sind die Bereichsgrenzen notgedrungen unscharf. Zu den Gesteinen
des Hauptastes gehören Gesteine mit mineralischer Kornbindung wie beispielsweise Kalke, Mergel,
Fanglomerate und Konglomerate, Phyllite, Schiefer und Gneise. Bei angegriffener Kornbindung z. B. durch
Verwitterung oder hydrothermale Zersetzung, wandern die Bereichsgrenzen etwas in Richtung der höheren
Standzeiten. Mit der Einstufung nach dem Hauptast ist man jedoch auf der „sicheren Seite“.
68
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
2500
Verschleiß
Hauptast
Standzeit [m/Krone]
sehr gering
Anzahl der Werte: n=22
Kurvengleichung:
2000
y=a+b·ln x
gering
1500
mittel
1000
hoch
a=3131 b= -624
Standardabweichung:
yσ(n-1) = 144 m/Krone
Korrelationskoeffizient:
R=0,976
Bestimmtheitsmaß:
500
sehr hoch
5% 15%
0
0
30%
20
60
(p < 0,001%)
extrem hoch
70%
40
R2=95%
80
100
äquivalenter Quarzanteil [%]
Standzeit [m/Krone]
2500
Verschleiß
Sandsteine
toniges
Bindemittel
sehr gering
2000
Kurvengleichung:
st
Po eige
r o nd
sit e
ät
1500
y=a+b·ln x
gering
mittel
1000
hoch
silikatisches
Bindemittel
500
0
30
40%
50%
40
50
60%
60
75%
70
80
Anzahl der Werte: n=8
a=11030 b= -2334
Standardabweichung:
yσ(n-1) = 233 m/Krone
Korrelationskoeffizient:
R=0,924
Bestimmtheitsmaß:
sehr hoch
90%
90
R2=83%
(p = 0,15%)
extrem hoch
100
äquivalenter Quarzanteil [%]
Abb. 69: Einteilung des Verschleißes (Bohrkronenstandzeit) nach dem äquivalenten Quarzanteil Oben: für Sandsteine
(Gesteine mit Bindemittel). Unten: für die Gesteine des Hauptastes (Gesteine mit Korn-Korn-Bindung) mit
statistischen Maßzahlen (THURO 1996 a).
Das Diagramm der Sandsteine (Abb. 69 unten) zeigt, dass die Gefügefestigkeit – und damit bei Sandsteinen
hauptsächlich die Porosität – den maßgeblichen Parameter für die Standzeit darstellt. Die statistischen Kennzahlen sind wegen der geringen Werteanzahl jedoch unter Vorbehalt zu sehen. Prinzipiell erlauben diese
Diagramme auch eine Prognose, die den bisher ermittelten Wertebereich nicht überschreiten sollte (THURO
1997 a, b).
3.2.2.4 Verschleiß von Rundschaftmeißeln
Bisher konnte eine Korrelation des äquivalenten Quarzgehalts mit dem spezifischen Meißelverbrauch noch
nicht auf einer gesicherten Datenbasis ermittelt werden. Zum einen liegt die Zahl von Tunnelvortrieben mit
Teilschnittmaschinen mindestens um den Faktor 5 unter derjenigen mit Bohren & Sprengen. Andernteils ist
die Erfassung des Meißelverbrauchs bei gleichzeitiger, exakter Erfassung der geologischen Homogenbereiche noch aufwendiger als beim Bohr- und Sprengvortrieb (PLINNINGER 2002). Deshalb bleibt momentan nur
die Möglichkeit, mit den „traditionellen“ Parametern zu arbeiten. Bei den Maschinen- und Werkzeugherstellern ist der Quarzgehalt eines Gesteins neben seiner einaxialen Druckfestigkeit der wichtigste Parameter zur
Erfassung des Meißelverbrauchs. Durch die große Vielfalt an Rundschaftmeißeln, Fräskopfgeometrien und
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
69
Gerätetypen liegen allerdings nur sehr spärliche Daten vor. Die Abb. 70 zeigt den Meißelverschleiß in Abhängigkeit von einaxialer Druckfestigkeit mit Isolinien für den Quarzgehalt („SiO2“). Hohe Präzision ist von
diesem Diagramm zwar nicht zu erwarten, es hat sich jedoch in der Praxis durchaus zur Vorhersage des spezifischen Meißelverbrauchs bewährt. Das Diagramm ergibt immerhin Anhaltspunkte für die Entwicklung des
Verschleißes mit zunehmender einaxialer Druckfestigkeit und zunehmendem Quarzgehalt. Ferner wird deutlich, dass der Vortrieb mit TSM bei Druckfestigkeiten höher als 120 MPa (nach eigenen Erfahrungen jedoch
bereits ab ca. 80 MPa) und einem Meißelverschleiß von mehr als 0,35 Meißel/m³ von den Werkzeugproduzenten als unwirtschaftlich erachtet wird.
Verschleiß-Bezeichnung
sehr hoch
Si O
O
2
hoch
Si
%
20
40
0,20
2
60%
S
0,25
%
iO
2
0,30
iO
2
0,35
80%
S
Spezifischer Meißelverbrauch [Meißel/m3]
0,40
0,15
0%
O2
Si
mittel
0,10
0,05
gering
0,00
0
20
40
60
80
100
120
140
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
Abb. 70: Verschleißdiagramm einer 300 kW Teilschnittmaschine in Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit mit
Isolinien für den Quarzgehalt (nach Angaben von Maschinenherstellern; THURO & PLINNINGER 2002).
3.2.2.5 Verschleiß von Diskenmeißeln
Bisher sind keine praxisrelevanten, signifikanten Korrelationen des Rollwegs oder des spezifischen Meißelverbrauchs von felsmechanischen Parametern in größerem Umfang veröffentlicht worden. Wie bereits in
Abschnitt 2.4.5.2 Quantitativer Verschleiß – Ermittlung des Rollwegs ab Seite 46 dargelegt, sind die Verschleißwerte durch die üblicherweise langen Rollstrecken wegen der zu geringen Auflösung meist nicht zur
Charakterisierung von kurzfristig wechselnden Gebirgsverhältnissen verwendbar.
Verschleiß-Bezeichnung
10.000
Mergelsteine
Mittlere Diskenstandzeit [m3/Ring]
sehr gering
mürbe
Molassesandst.
gering
mittel
1.000
CAI = 2
Kalke
hoch
sehr hoch
CAI = 3
Gneise
CAI = 4
100
5
Granite
extrem hoch
6
10
0
50
100
150
200
250
300
350
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
Abb. 71: Mittlere Diskenstandzeit (Meißelringstanddauer, Diskenstandlänge) in Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit und des Cerchar-Abrasivitätsindex CAI (nach MAIDL et al. 2001, verändert).
70
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Auffällig ist, dass sowohl in der einschlägigen Spezialliteratur als auch in den Veröffentlichungen der Maschinenhersteller praktisch keine verwendbaren Werkzeug-Verschleißdaten zu finden sind. Solche Daten gelten offensichtlich immer noch als vertraulich und werden nicht oder nur unter großen Vorbehalten herausgegeben. Für die Prognose des TBM-Diskenverschleiß werden derzeit vorwiegend – weit häufiger als bei anderen Gebirgslösungsverfahren – Verschleißkennwerte aus Modellversuchen, wie der Cerchar Abrasiveness
Index (CAI) oder der Cutter Life Index (CLI, BRULAND 1998), z.T. in Kombination mit felsmechanischen
Kennwerten, z.B. der Einaxialen Druckfestigkeit eingesetzt. Eine praxisrelevante Korrelation zwischen mittlerer Diskenstandzeit [m3/Diske] in Abhängigkeit von CAI und Einaxialer Druckfestigkeit ist in MAIDL et al.
(2001) dargestellt worden (Abb. 71). Allerdings sind die Bereichsgrenzen der Verschleißbezeichnungen eher
konservativ gewählt, da eine Diskenstandzeit <500 m3/Diske bereits als sehr hoher Verschleiß bezeichnet
wird. Das vor allem im skandinavischen Raum gebräuchliche Prognosesystem der NTNU Trondheim (BRULAND 1998) verwendet als geologische Parameter den ebenfalls auf der Basis von Modellversuchen ermittelten CLI sowie den Quarzgehalt, die in eine Prognoseformel eingehen.
3.3 Geologische Faktoren
3.3.1
Welchen Einfluss haben die geologische Faktoren auf die Gebirgslösung?
Es wird immer wieder festgestellt, dass die geologischen Faktoren einen großen Einfluss auf die Gebirgslösung ausüben. Aber – welches sind die Einflüsse? Besitzen sie eine Quantität, lassen sich einfach und mit
nachvollziehbaren Methoden quantifizieren? Oder besitzen sie lediglich eine Qualität, die sich am besten mit
den bekannten geologischen Begriffen beschreiben lässt?
Im folgenden Abschnitt soll versucht werden, die wichtigsten geologischen Faktoren zunächst aufzuführen
und dann ihre möglichen Einflüsse auf die Prozesse bei der Gebirgslösung zu beschreiben. Für einige – jedoch längst nicht alle – Faktoren lassen sich Leitparameter definieren, mit denen auch eine Quantifizierung
möglich ist. Dies scheint in Ansätzen für das Trennflächengefüge und dessen räumliche Orientierung machbar zu sein.
Die vielfältigen Wechselwirkungen geologischer Faktoren werden häufig erst dann sichtbar, wenn sie bei der
Ausführung von Bauprojekten negative Auswirkungen haben. Deswegen werden die eigentlich komplexen
geologischen Faktoren – der Einfluss der Verwitterung und hydrothermalen Alteration (Zersetzung), die
Auswirkungen hoher Primärspannungen, die Behinderung durch veränderlich feste Gesteine und die Beeinflussung des Arbeitsfortschritts durch die Inhomogenität des Gebirges – erst anhand der Fallbeispiele des
Abschnitts 4 ab Seite 85 ausführlich erläutert.
Zu den wichtigsten, hier besprochenen Einflüssen gehören
(1) die Klüftigkeit bzw. der Durchtrennungsgrad des Gebirges. Die Klüftigkeit wirkt als Vorzerkleinerung des Gesteins und wirkt sich häufig positiv auf die Leistungsparameter bei der Gebirgslösung
aus ( Abschnitt 3.3.2 ab Seite 72). Allerdings kann es bei entsprechender Abstandsdichte bzw.
Häufigkeit von Trennflächen zur Behinderung der Arbeiten durch Stabilitätsverlust im ausgebrochenen Hohlraum aber beispielsweise auch im Bohrloch kommen. Hohe Nettoleistungen haben
keinen positiven Einfluss mehr auf das Baugeschehen, falls es zu Zeitverlust durch zusätzliche Sicherungsarbeiten oder durch umständliches Beräumen von Sprenglöchern kommt.
(2) die Anisotropie des Gebirges – z.B. die räumliche Lage der Schieferung oder Schichtung zur Arbeitsrichtung. Die Festigkeitsanisotropie eines Gesteins (z.B. eines kristallinen Schiefers) kann zu
unterschiedlichen Arbeitsgeschwindigkeiten in verschiedenen Richtungen führen ( Abschnitt
3.3.3 ab Seite 76). Sie hat aber auch einen Einfluss auf die Geometrie von Bohrlöchern: Eine ungünstige Orientierung der Schieferung verursacht u.U. eine Abweichung der Bohrspuren von der
Geraden. Bei großräumiger Anisotropie des Gebirges kann es bei entsprechender Exposition bzw.
Lage des Tunnelbauwerks zu außergewöhnlichen Primärspannungsverhältnissen kommen. Dies
beeinflusst sowohl das Stabilitätsverhalten des ausgebrochenen Hohlraums als auch den Prozess
der Gebirgslösung negativ ( Fallbeispiel 4.2 ab Seite 86).
(3) die Inhomogenität des Gebirges – z.B. der Wechsel zwischen festen und weichen Lagen oder
harten Komponenten in weicher Matrix. Nicht nur die absoluten Festigkeitswerte sind wesentlich
bei der Gebirgslösung, sondern auch ihre Varianz und Frequenz. Alle geologischen Faktoren zusammen erzeugen dazu einen Synergieeffekt, der den gesamten Bauablauf von der Wahl der ge-
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
71
eigneten Vortriebsmethode bis hin zu den Problemen vor Ort beeinflusst. Die äußerst variantenreiche und vielschichtige Problematik der Inhomogenität kann anhand von Fallbeispielen erörtert
werden ( Abschnitte 4.3 bis 4.5 ab Seite 97).
(4) die Veränderungen im Gebirge, wie die Verwitterung und die hydrothermale Alteration (Zersetzung durch überhitzte, mineralreiche Wässer). Diese Prozesse bieten ein gutes Beispiel für die
Möglichkeiten der Quantifizierung, da sie eine unmittelbare Auswirkung auf die Porosität und
damit die Trockenrohdichte des Gesteins und schließlich auch auf alle felsmechanischen Kennwerte haben. Diese wiederum steuern die Leistungsparameter der Gebirgslösung. Durch die Verwitterung (und Alteration) entlang des Trennflächengefüges wird auch die Inhomogenität des Gebirges erhöht ( Abschnitt 4.3 ab Seite 96).
(5) der Einfluss veränderlich fester Gesteine auf den Bauablauf. Durch die Änderung der Festigkeitseigenschaften, die schon bei geringen Wasserzuflüssen eintritt, kommt es i.d.R. zu einer Behinderung der Ausbruchsarbeiten, wie in Abschnitt 4.5 ab Seite 114 erläutert wird.
(6) ungewöhnlich hohe Primärspannungen. Dies kann rein durch die hohe Überlagerung tiefliegender Tunnels bedingt sein (wie z.B. beim Gotthard-Basistunnel und Lötschberg-Basistunnel) oder
durch eine exponierte Lage z.B. in einer Talflanke („Lehnensituation“). Eine vorhandene Anisotropie des Gebirges kann diesen Effekt noch verstärken (vgl. Punkt 2). Auswirkungen hoher
Primärspannungen auf die Gebirgslösung können zweierlei sein: Kommt es (noch) nicht zum Versagen des Gesteins oder Gebirges durch die Spannungskonzentration an der Ortsbrust, so muss
durch den Ausbruchsprozess der erhöhte triaxiale Spannungszustand überwunden werden. Werden
die Spannungen bereits durch ein Versagen von Gestein oder Gebirge an der Ortsbrust abgebaut
(spannungsbedingte Auflockerung), so kann sich dies durch den Vorzerkleinerungseffekt (spannungsinduzierte Rissbildung) sogar positiv auf die Leistungsparameter auswirken.
Auf folgende Faktoren wird hier nicht vertiefend eingegangen:
(7) Die Porosität und Qualität des Bindemittels in Sandsteinen, die durch THURO (1996 a) bereits
ausführlich behandelt worden ist. Bei vergleichbarem – z.B. silikatischem – Bindemittel und konstanter Zusammensetzung (Minerale, Korngröße & -form) steuert die Porosität (Trockenrohdichte)
sowohl die felsmechanischen Kennwerte als auch die technischen Leistungsparameter (z.B. Bohrgeschwindigkeit) und die Verschleißparameter (z.B. die Bohrkronenstandzeit).
(8) Den Verzahnungsgrad im Mikrogefüge – die Gefügefestigkeit – mit ihrem Einfluss auf das Verschleißverhalten und auf die Ausbreitung von Mikro- und Makrorissen im Gestein in Abhängigkeit der Inhomogenität und Anisotropie der Mineralaggregate. Dieses Feld birgt insbesondere für
die Anwendung der Bruchmechanik für künftige Forschungsarbeiten einige interessante Aspekte.
Hier könnte eine Kombination aus praktischen Versuchen und numerischen Modellen hilfreich
sein.
(9) Den Einfluss des Wassers. Hohe Wasserzutritte können behindernd für den gesamten Bauablauf
wirken und damit auch direkt auf den Ausbruch. Durch verschleißrelevante Partikel (z.B. Quarzsand oder quarzreiche Gesteinsfragmente) im Bergwasser kann ein zusätzlicher Verschleiß an
Werkzeugen auftreten. Durch feinsten Quarzsand aus der Brauchwassergewinnung eines Tunnelvortriebs kann es zu vorzeitigem Verschleiß von Bohrkronen und zu Sonderverschleißformen
kommen ( Abschnitt 4.4 Meisterntunnel ab Seite 107).
(10) Den Einfluss eines vorhandenen Quellvermögens im Gestein: Durch quellfähiges Gebirge
kann es neben den bekannten und oft beschriebenen Auswirkungen auf die Form und Stabilität des
Hohlraums auch zu einer ernsthaften Behinderung insbesondere beim Bohr- und Sprengvortrieb
kommen. Das schnelle Verformen von Bohrlöchern z.T. noch bei der Herstellung, zumindest aber
bis zum Besetzen mit Sprengstoff, kann zu Zeitverlusten durch Verklemmen der Bohrkrone im
Bohrloch, durch notwendig gewordenes, oft mehrfaches Nachbohren und durch umständliches Beräumen des Sprengloches führen. An einem Fallbeispiel (Bohr- und Sprengvortrieb im Altenbergtunnel) ist dies in THURO (1996 a) bereits ausführlich geschildert worden.
In den folgenden beiden Abschnitten werden die Klüftigkeit und die Anisotropie anhand ihrer Auswirkungen
auf die Leistungsparameter der drei Vortriebsarten behandelt.
72
3.3.2
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Diskontinuitäten – Der Einfluss des Trennflächengefüges
In Festgesteinen wird das Gebirge insbesondere durch das Vorhandensein von Diskontinuitäten oder Trennflächen definiert . Unter Diskontinuitäten oder Trennflächen werden hier Schicht-, Schieferungs- und Kluftflächen sowie Störungszonen bezeichnet, die den Gebirgsverband durchtrennen und die in einem mehr oder
weniger gleichartig aufgebauten Bereich – einem sog. Homogenbereich – eine geregelte Raumstellung ihrer
Scharen und Verteilung ihrer Häufigkeiten aufweisen. Die räumliche Anordnung, Ausbildung, Verteilung
und die daraus resultierenden Abstände aller Trennflächen stellen das Trennflächengefüge dar. Das Trennflächengefüge bestimmt in den meisten Fällen das Festigkeitsverhalten des Gebirges entscheidend (SPAUN &
THURO 2000: 6 ff.). Durch das Trennflächengefüge werden Kluftkörper unterschiedlicher Form und Größe
begrenzt, die im Gebirge völlig oder nur teilweise von den benachbarten Kluftkörpern getrennt sind. Die Beschreibung der Trennflächen und Kluftkörperformen erfolgt üblicherweise nach der internationalen Empfehlung der International Society for Rock Mechanics – getrennt nach der Art der Trennflächenschar – in 10 Kategorien (Tab. 13, ISRM 1978). In ISRM (1978) und IAEG (1981, vgl. auch SPAUN & THURO 2000: 6 ff.)
werden einige Einteilungsmöglichkeiten zur Beschreibung von Trennflächenabständen, Trennflächenöffnungsweiten und Kluftkörpergrößen angegeben.
Tab. 13: Kategorien für die Beschreibung von Trennflächen nach Empfehlungen der ISRM (1978).
Kategorie für die Beschreibung
von Trennflächen in Fels
Term for the description
of discontinuities in rock masses
1
Art der Trennfläche
& Anzahl der Trennflächenscharen
type of discontinuity
& number of discontinuity sets
2
Raumstellung
discontinuity orientation
3
Trennflächen-Abstände
discontinuity spacing
4
Trennflächen-Erstreckung
discontinuity persistence
5
Trennflächen-Rauhigkeit
discontinuity roughness
6
Verwitterung / Festigkeit der
Trennflächen-Oberflächen
wall strength
7
Trennflächen-Öffnungsweite
discontinuity aperture
8
Trennflächen-Füllung
discontinuity filling
9
Wasserführung/Durchsickerung
seepage
10
Kluftkörpergröße
block size
Die in diesen Empfehlungen angegebenen Kategorien und Einteilungen eignen sich allerdings nur bedingt
für die Korrelation mit den Parametern der Gebirgslösbarkeit. Problematisch ist insbesondere, wie schon in
THURO (1996 a) ausgeführt, dass sich z.B. der Durchtrennungsgrad des Gebirges nach MÜLLER-SALZBURG
(1963: 232 ff.) oder die Klüftigkeitsziffer nach STINI (1922, 1950) in der kurzen Zeit, die für die
Ortsbrustkartierung üblicherweise zur Verfügung steht, nicht ermitteln lässt. Gleiches gilt insbesondere für
die Scanline-Methode von PRIEST (1993), die für die Übertagekartierung im natürlichen und künstlichen
Aufschluss zwar hervorragend geeignet, für den raschen Baubetrieb unter Tage jedoch leider viel zu langwierig ist.
Als Indiz für den räumlichen Durchtrennungsgrad des Gebirges wurde deshalb der mittlere Kluftabstand als
semiquantitativ ermittelter Leitparameter ausgewählt: Dieser lässt sich zum einen direkt an der Ortsbrust kartieren, kann aber auch durch Auswertung einer baugeologischen Dokumentation mit ausreichender Genauigkeit ermittelt werden. Die Auswirkungen sollen anhand von ausgesuchten Beispielen der drei Vortriebsarten
demonstriert werden.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
73
3.3.2.1 Einfluss auf die Bohrgeschwindigkeit und den spezifischen Sprengstoffverbrauch
Als Beispiel um den Einfluss der Klüftigkeit auf die Bohrgeschwindigkeit zu zeigen, dient ein sehr homogen
ausgebildeter Muschelkalk (Abb. 72). Es wurde das gleiche Beispiel wie in THURO (1996 a: 108) ausgewählt, um für die selben Homogenbereiche auch den spezifischen Sprengstoffverbrauch auftragen zu können
(Abb. 73).
20 kW-Bohrhammer
Bohrgeschwindigkeit
Zu
na
hm
e
4
von
Ris
s
en
im
Ge
bir
150
100
Kluftabstände groß
gegen die Dimension
des Bohrlochs
6,3 cm
20 cm
63 cm
mittel
Störung
0
2 cm
eng
0,6 cm
50
sehr hoch
hoch
mittel
gering
sehr gering
200 cm
0
sehr weit
Gebirgseigenschaften
maßgebend
weit
1
[%]
ge
Zufallen von
Bohrlöchern
die Regel
dicht
2
200
Gesteinseigenschaften
maßgebend
3
sehr dicht
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
5
Trennflächenabstände
Abb. 72: Bohrgeschwindigkeit beim Bohr- und Sprengvortrieb, aufgetragen gegen den Trennflächenabstand in
Mittlerem Muschelkalk (Rammersbergtunnel, Nantenbacher Kehre, Bayern). Grauer Balken:
Standardabweichung vom Mittelwert.
Ammon-Gelit 2, Keileinbruch
Sprengbarkeit
[%]
Gebirgseigenschaften
maßgebend
100
2,0
1,5
Dämpfungseffekt
durch große
spezifische Oberfläche
Kluftabstände größer
als die Abstände
der Bohrlöcher
1,0
Gesteinseigenschaften
maßgebend
63 cm
200 cm
sehr schwer
75
schwer
50
mittelschwer
25
leicht
0
sehr weit
20 cm
mittel
6,3 cm
eng
Störung
2 cm
dicht
0,6 cm
0,0
weit
0,5
sehr dicht
Spez. Sprengstoffverbrauch [kg/m³]
2,5
Trennflächenabstände
Abb. 73: Spezifischer Sprengstoffverbrauch beim Bohr- und Sprengvortrieb, aufgetragen gegen den Kluftabstand in
Mittlerem Muschelkalk (Rammersbergtunnel, Nantenbacher Kehre, Bayern). Grauer Balken:
Standardabweichung vom Mittelwert.
74
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Das Diagramm der Abb. 72 zeigt, dass die Bohrgeschwindigkeiten im Bereich zwischen mittel- und sehr
weitständigen Trennflächenabständen (Klüftung und Schichtung) in etwa konstant sind. Hier scheinen die
Gesteinseigenschaften die Bohrgeschwindigkeit zu steuern. Der Einfluss der Gebirgseigenschaften wird erst
bei engständiger Klüftung überhaupt spürbar und ab dichtständiger Klüftung deutlich – vermutlich durch eine Zunahme von Makro- und Mikrorissen im Gebirge. In Störungszonen konnten sich die Bohrgeschwindigkeiten sogar verdoppeln. Charakteristisch ist die Zunahme der Streuung mit enger werdenden Kluftabständen. Die Ursache ist sicher darin zu suchen, dass die Einschätzung der Trennflächenabstände an der
Ortsbrust vorgenommen wurde, die Verteilung der Trennflächenscharen im Gebirge „vor der Ortsbrust“ jedoch nicht zu sehen ist.
Als Ergebnis ist zu erkennen, dass ein Einfluss des Durchtrennungsgrades erst deutlich wird, wenn die
Trennflächenabstände in die Dimension des Bohrlochdurchmessers rücken (hier z.B. ∅ 45 mm, dichtständig). Der weitaus größte Einfluss ist in Störungsnähe zu verzeichnen. Ungewöhnlich hohe Bohrgeschwindigkeiten weisen zum Beispiel in einem Gestein auch auf einen hohen Durchtrennungsgrad beziehungsweise
eine Störungszone hin. Ist der Durchtrennungsgrad zu groß, kommt es oft zum Verklemmen der Bohrstange
im instabil gewordenen Bohrloch. Dieser Effekt ist jedoch üblicherweise dem der Geschwindigkeitszunahme
quantitativ unterlegen. Allerdings kann es in gestörtem Gebirge immer wieder vorkommen, dass die Sprenglöcher bis zum Besetzen bereits zufallen, so dass sie nachgebohrt oder beräumt werden müssen. Diese unangenehme Störung des Betriebsablaufs kann den Zeitgewinn durch die Beschleunigung des Bohrvorgangs
wieder zunichte machen. Hohe Bohrgeschwindigkeiten sind daher eher als Warnsignal vor Störungszonen
und den damit üblicherweise verbundenen Stabilitätsproblemen im ausgebrochenen Hohlraum zu werten.
Ein ganz anderes Bild zeigt Abb. 73: Im Bereich, in dem die Trennflächenabstände größer sind als die mittleren Abstände der Sprenglöcher sind noch die Gesteinseigenschaften maßgebend für den spezifischen
Sprengstoffverbrauch. Der Abfall zu einem geringerem Sprengstoffaufwand ist zwar zunächst deutlicher,
sinkt aber wieder bei Trennflächenabständen von ca. 2 cm. Dies könnte aus einem Dämpfungseffekt des Gebirges resultieren, in dem viel Sprengenergie in der relativ großen spezifischen Oberfläche des zerbrochenen
und zerscherten Materials verpufft. Die Form der Kurve dürfte vor allem durch die Detonationsgeschwindigkeit des Sprengstoffes bedingt sein: bei geringer Detonationsgeschwindigkeit, so zeigt die Praxis, ist dieser
Effekt geringer als bei hoher Brisanz des verwendeten Sprengstoffs. Anzumerken ist noch, dass die Streuung
der Werte, insbesondere in den stärker zerlegten Bereichen durch ein unregelmäßiges Sprengbild bedingt
sein kann. Ist das Sprengergebnis unbefriedigend z.B. eine unregelmäßige Ortsbrust oder ein Unterprofil, so
wird beim nächsten Abschlag möglicherweise mehr Ladung in den – vielleicht weniger stark geklüfteten –
Bereichen besetzt.
3.3.2.2 Einfluss auf die Fräsleistung
Der Einfluss auf die Fräsleistung beim Vortrieb mit Teilschnittmaschinen soll in Abb. 74 anhand schluffiger
Tonschiefer (Abwasserstollen Zeulenroda, Thüringen) sichtbar gemacht werden. In einem Abschnitt des
Stollens wurde der Vortrieb von einer mächtigen Störungszone (Weißendorfer Störung) bestimmt. Die Fräsleistungen stiegen mit sinkenden Trennflächenabständen (Klüftung und Schieferung) und entsprechender
Zunahme von Makro- und Mikrorissen im Gestein deutlich an.
Das Diagramm verdeutlicht, dass mindestens zwei Prozesse bei der Gebirgslösung stattfinden: Solange das
Gebirge massig ist, dominiert das Fräsen und Schneiden von Material. Es wird relativ viel Energie benötigt,
das Gestein zu zerspanen, was nur eine relativ geringe Fräsleistung ergibt. Rücken die Trennflächenabstände
zusammen, ist der Fräskopf in der Lage, ganze Kluftkörper oder zumindest größere Stücke herauszureißen,
die bereits durch die begleitenden Kleinstklüfte und Risse im Gebirge vorzerlegt sind. Dieser Prozess benötigt wesentlich weniger Energie pro Volumeneinheit und die Fräsleistung steigt entsprechend an. Die Gesteinseigenschaften sind dann nicht mehr maßgebend für die Löseleistung.
Ähnliche Beobachtungen wurden beispielsweise beim Fräsen von Leitungsgräben (DEKETH 1995, DEKETH
et al. 1996, 1998) gemacht. Durch diesen Effekt wurden bei gleicher Druckfestigkeit des Gesteins – jedoch
unterschiedlichem Durchtrennungsgrad – in Zeulenroda Fräsleistungen zwischen 15 m³/h und 50 m³/h bei
einem Mittelwert von 30 m³/h erreicht. Obwohl die Nettofräsleistungen in der Störungszone gut waren, stieg
die Zeit für den Einbau der benötigten Sicherungsmittel wesentlich stärker an, so dass die Bruttoleistung und
damit die tägliche Vortriebsleistung entsprechend stark abfiel.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
50
75
Fräsgeschwindigkeit
130 kW-Teilschnittmaschine
Gesteinseigenschaften
maßgebend:
Spanen (Cutting)
des Gesteins
Zu
na
30
20
hm
ev
on
Ris
s
im
Herausreißen von
Ge
sehr hoch
hoch
mittel
bir
ge
Kluftkörpern
10
300
200
en
100
gering
Gebirgseigenschaften maßgebend
Reißen (Ripping)
weit
200 cm
sehr gering
> 200 cm
massig
63 cm
sehr weit
20 cm
eng
6,3 cm
dicht
Störung
0
Spanen (Cutting)
2 cm
sehr dicht
0,6 cm
mittel
Fräsleistung [m3/h]
40
[%]
Trennflächenabstände
Abb. 74: Fräsleistung beim Vortrieb mit Teilschnittmaschinen, aufgetragen gegen den Kluftabstand in schluffigen
Tonschiefern (Abwasserstollen Zeulenroda, Thüringen). Grauer Balken: Standardabweichung vom
Mittelwert.
0,40
600 kW-Tunnelbohrmaschine
Schnittgeschwindigkeit
Herausreißen von
Kluftkörpern
0,30
ah
me
vo
n
Ri
ss
en
im
Ge
b
irg
e
[%]
300
extrem hoch
200
sehr hoch
0,20
hoch
100
0,10
> 200 cm
sehr gering
massig
200 cm
sehr weit
63 cm
weit
20 cm
mittel
6,3 cm
dicht
Störung
Spanen (Cutting)
2 cm
sehr dicht
0,6 cm
0,00
mittel
gering
Gebirgseigenschaften maßgebend
Reißen (Ripping)
eng
Spez. Penetration [mm/kN]
Zu
n
Gesteinseigenschaften
maßgebend:
Spanen (Cutting)
des Gesteins
Trennflächenabstände
Abb. 75: Spezifische Penetration beim TBM-Vortrieb, aufgetragen gegen den Kluftabstand in Phylliten
(Erkundungsstollen Schönbergtunnel, Schwarzach). Grauer Balken: Standardabweichung vom Mittelwert.
3.3.2.3 Einfluss auf die Schneidleistung
Der Einfluss der Trennflächenabstände (Klüftung und Schieferung) auf die Schneidleistung beim Vortrieb
mit einer Tunnelbohrmaschine konnte beim Projekt Erkundungsstollen Schönbergtunnel, Umfahrung
Schwarzach studiert werden. Das Diagramm der Abb. 75 zeigt die spezifische Penetration in Abhängigkeit
der Trennflächenabstände. Die spez. Penetrationsraten stiegen mit zunehmendem Durchtrennungsgrad und
entsprechender Zunahme von Makro- und Mikrorissen im Gestein bis ca. 5 cm Trennflächenabstand an. Danach fiel die spezifische Penetration stark ab.
76
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Obwohl die Nettoschneidleistungen in der Störungszone gut waren, stieg die Zeit für den Einbau der benötigten Sicherungsmittel wesentlich stärker an, so dass die tägliche Vortriebsleistung entsprechend stark abfiel.
Die beobachteten Phänomene lassen analog zum Fräsen die Interpretation zu, dass beim Schneiden zwei
Prozesse der Gebirgslösung stattfinden: Solange das Gebirge massig ist, dominiert das Schneiden von Material. Die Energie, die benötigt wird um das Gestein zu zerspanen sinkt dabei mit der „Vorzerkleinerung“ des
Gebirges durch die zusammenrückenden Trennflächen. Sind die Trennflächenabstände kleiner als der
Schneidspurabstand (hier 80 mm), so werden beim Eindringen der Diskenrollen ganze Kluftkörper herausgerissen. Die Folge wäre eigentlich eine wesentlich höhere Schnittgeschwindigkeit – wenn das Material schnell
genug abgefördert werden kann. Ist die Abförderung z.B. durch nicht großzügig genug dimensionierte
Räumschlitze dazu nicht in der Lage, so kommt es zum Zermahlen des Schnittgutes durch das Schneidrad
und die weitere Penetration ist behindert. Das Ergebnis dieses Effekts ist abhängig zum einen von der Quantität des anfallenden Materials, zum anderen auch von seiner Qualität – vor allem der Festigkeit.
Da es sich in vorliegendem Fall um Phyllite (Schwarzphyllite & Serizitphyllite) und Quarzphyllite relativ geringer Festigkeit handelte, kam es lediglich zu einem deutlichen Abfall der Schneidleistung. Die Konsequenz
könnte jedoch noch weit schwerwiegender ausfallen – beispielsweise bei spröden Quarziten hoher bis extrem
hoher Festigkeit. Bei den TBM-Hersteller sind Fälle bekannt, in denen beim Blockieren der Diskenrollen
durch Verkeilen von Kluftkörpern in den Rollengehäusen innerhalb die Disken kürzester Zeit extrem asymmetrisch abgenutzt wurden, wodurch nicht nur der Vortrieb fast schlagartig auf Null sank sondern auch ein
großer Teil der Diskenmeißel ausgetauscht werden musste. Auf die möglicherweise hinzukommenden Stabilitätsprobleme, die bis hin zum Blockieren der TBM im geschnittenen, aber instabil gewordenen Hohlraum
führen können, sei hier nur kurz hingewiesen.
Ein Anstieg der spezifischen Penetration mit abnehmendem Trennflächenabstand ist in der Literatur mehrfach und schon seit langem in Dissertationen (z.B. AEBERLI 1978, BÜCHI 1984, WANNER 1975 a, b, 1980)
sowie in der einschlägigen Fachliteratur (u.a. FAWCETT 1993, FOWELL 1993, GEHRING 1995, 1997, NELSON
1993, RUTSCHMANN 1974) belegt. Über das Absinken der Penetrationsraten finden sich allerdings nur spärliche Hinweise aus veröffentlichten Praxisberichten (z.B. PIRCHER 1980), häufiger direkt von Baustellen wie
den gerade aktuellen Baulosen des Lötschberg- und Gotthard-Basistunnels.
3.3.3
Anisotropie – Einfluss der Schieferung
3.3.3.1 Einfluss auf die Bohrgeschwindigkeit und den spezifischen Sprengstoffverbrauch
Der Einfluss der Anisotropie auf die Bohrgeschwindigkeit ist am deutlichsten in geschieferten Gesteinen zu
erkennen. Im nachfolgenden Beispiel wird die Winkelabhängigkeit von der Orientierung der Schieferung an
den Gesteinen des Innsbrucker Quarzphyllits (Inntaltunnel, THURO 1996 a, THURO & SPAUN 1996 b) und an
Gesteinen der Nördlichen Grauwackenzone vorgestellt (Schönbergtunnel). Die Winkelabhängigkeit von einaxialer Druckfestigkeit und spezifischer Zerstörungsarbeit wird in der Regel mit Hilfe von orientiert gewonnenen Zylinderproben im einaxialen Druckversuch ermittelt. Um die Spaltzugfestigkeit in Abhängigkeit von
der Orientierung der Schieferung zu erhalten, musste die Schieferung zwischen den Grenzfällen „parallel“
und „rechtwinklig“ variiert werden. Die Werte zwischen diesen Grenzfällen sind jedoch nur als Scherfestigkeiten entlang einer erzwungenen Scherfläche zu werten. Allerdings entspricht diese Versuchsanordnung am
ehesten der Beanspruchung an der Bohrlochsohle beim Bohrvorgang. In den Diagrammen wurden die Kurven für einen Quarzphyllit mit ebenen, glatten Schieferungsflächen (hochgradige Anisotropie; durchgehende
Linie) und für einen Quarzphyllit mit welligen Schieferungsflächen (starke Anisotropie; gestrichelte Linie)
dargestellt.
Das linke Diagramm in Abb. 76 zeigt die Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit von der Orientierung
der Schieferung. Die Kurve weist ein typisches Minimum bei ca. 60° auf, das mit der fehlenden seitlichen
Einspannung des Prüfkörpers begründet werden kann: Die geringste Druckfestigkeit wird in den Versuchen
immer dann ermittelt, wenn die Schieferung in etwa diagonal zu den Stirnflächen durch den Prüfkörper verläuft. Die höchsten Druckfestigkeiten treten immer senkrecht zur Schieferung auf, parallel werden dagegen
nur etwa 80-90% davon erreicht. Bei Prüfkörpern im parallelen Lastfall können während des Versuchs typische Trennbrüche parallel zur Schieferung beobachtet werden. Die Zugkräfte, welche im Prüfkörper rechtwinklig zur Belastungsrichtung auftreten, könnten so der Grund für das (vorzeitige) Versagen und die etwas
niedrigeren Druckfestigkeiten sein.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
77
Im Diagramm der spezifischen Zerstörungsarbeit ist eine ganz ähnliche Kurvenform zu sehen (Abb. 76,
rechts). Das Minimum tritt ebenfalls bei etwa 60° auf, allerdings werden die höchsten Werte der Zerstörungsarbeit durchwegs parallel zur Schieferung gemessen. Dies stimmt mit der Beobachtung bei der Versuchsdurchführung überein: Beim parallelen Lastfall werden die höchsten Verformungen und das ausgeprägteste Post-failure-Verhalten gemessen.
Im linken Diagramm der Abb. 77 ist die Spaltzugfestigkeit (bzw. Scherfestigkeit) gegen den Winkel der Einfallsrichtung der Schieferung aufgetragen. Dabei wird eine stetige Abnahme der Zugfestigkeit (bzw. Scherfestigkeit) deutlich. Die geringsten Festigkeiten treten erwartungsgemäß rechtwinklig zur Schieferung (90°)
auf. Die Bohrgeschwindigkeit zeigt im rechten Diagramm der Abb. 77 ein analoges Verhalten zur Spaltzugfestigkeit: Die hohen Bohrgeschwindigkeiten korrespondieren mit niedrigen Spaltzugfestigkeiten bei Beanspruchung rechtwinklig zur Schieferung (niedrige Zugfestigkeiten bei 90°), die niedrigen Bohrgeschwindigkeiten mit den hohen Spaltzugfestigkeiten parallel zu ihr (hohe Zugfestigkeiten bei 0°).
Winkel zur
Schieferung
90
75
75
100
60
80
45
60
30
40
15
20
0
Prozent der Zerstörungsarbeit
Prozent der Druckfestigkeit
100
Winkel zur
Schieferung
90
60
80
45
60
30
40
15
20
0
0
0
Abb. 76: Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit und der Zerstörungsarbeit von der Einfallsrichtung für einen
Quarzphyllit mit ebenen, glatten Schieferungsflächen (hochgradige Anisotropie; durchgehende Linie) und
mit welligen Schieferungsflächen (starke Anisotropie; gestrichelte Linie). Projekt Inntaltunnel, Innsbruck.
Winkel zur
Winkel zur
Schieferung
90
90
75
80
60
100
60
45
30
40
15
20
0
0
Prozent der Bohrgeschwindigkeit
Prozent der Spaltzugfestigkeit
100
75
80
60
Schieferung
60
45
30
40
15
20
0
0
Abb. 77: Abhängigkeit der Spaltzugfestigkeit von der Einfallsrichtung und der Bohrgeschwindigkeit von der
Bohrrichtung für einen Quarzphyllit mit ebenen, glatten Schieferungsflächen (hochgradige Anisotropie;
durchgehende Linie) und mit welligen Schieferungsflächen (starke Anisotropie; gestrichelte Linie). Projekt
Inntaltunnel, Innsbruck.
78
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Geometrisch-felsmechanisches Erklärungsmodell
Der Darstellung des physikalischen Bohrvorgangs in Abschnitt 2.1.4 Bohrvorgang auf Seite 12 – insbesondere Abb. 16 – ist zunächst der Fall eines isotropen (wenn auch möglicherweise inhomogenen) Gesteins zugrundegelegt. Bei inhomogenem, anisotropem Gestein hat die Orientierung eines Trennflächengefüges (Schieferung, Schichtung) – d. h. die Anisotropie – jedoch einen großen Einfluss auf die Lösbarkeit des Gebirges
an der Bohrlochsohle (Abb. 78).
Bohren ⊥ sf
Druck-Zug-Beanspruchung
Bohren || sf
Druck-Zug-Beanspruchung
Scherung
Scherung
Schlagen
Schlagen
Rotation
Rotation
Schlag
Rotation
Notwendige Versuchsanordnungen
Bohren ⊥ sf
UCS
Bohren || sf
SPZ
UCS: Belastungsrichtung ⊥ sf
SPZ: Belastungsrichtung || sf
UCS
SPZ
UCS: Belastungsrichtung || sf
SPZ: Belastungsrichtung ⊥ sf
Abb. 78: Konzeptuelles Modell des Bohrvorgangs bei unterschiedlicher Orientierung der Schieferung mit notwendigen
Versuchsanordnungen für felsmechanische Untersuchungen (nach THURO 1996 a, verändert).
Ist die Schieferung rechtwinklig zur Bohrrichtung orientiert, so ist der Scherwiderstand gering – gleichbedeutend mit einer geringen Zugfestigkeit rechtwinklig zur Schieferung – und die Bohrgeschwindigkeit hoch.
Liegt dagegen die Arbeitsrichtung parallel zur Schieferung, so ist der Scherwiderstand und damit die Zugfestigkeit gleichermaßen hoch, die Bohrgeschwindigkeit deutlich geringer (bis zu 40%).
Im Gegensatz zum Spaltzugversuch (oder Scherversuch) ist der einaxiale Druckversuch – mangels seitlicher
Einspannung des Prüfkörpers – offensichtlich nicht in der Lage, den Bohrvorgang an der Bohrlochsohle zu
simulieren. Es wird deshalb eine Überlagerung der beiden Zerstörungsmechanismen an der Bohrlochsohle
vermutet, die sich bei unterschiedlicher Lage der Schieferung unterschiedlich stark auf die Lösbarkeit auswirkt. In der Folge kann dieses Phänomen zunächst auf ein geometrisches Problem zurückgeführt werden.
Abb. 79 zeigt ein konzeptuelles Modell des Zerstörungsmechanismus unterhalb der Bohrkronenstifte beim
Drehschlagbohren in anisotropem, geschiefertem Gestein (nach THURO & SPAUN 1996 b, verändert).
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
penetration
Schlagen
1. Bohrrichtung ⊥ sf
79
Bohrkrone
Rotation
Stift
Rotation
Stift
1 Der Bohrfortschritt wird durch
die Scherfestigkeit bestimmt
1
1
sf
2
große Fragmente
geringster Energieaufwand
maximale Geschwindigkeit
10 mm
Schlagen
2. Bohrrichtung
schiefwinklig
zur sf
Bohrkrone
Rotation
Stift
Rotation
Stift
1
sf
2 Der Bohrfortschritt wird durch
den Winkel zur Schieferung
bestimmt
mittelgroße Fragmente
Energieaufwand ist eine
Funktion des Cosinus des
Zwischenwinkels
mittlere Geschwindigkeit
1
2
10 mm
Schlagen
3. Bohrrichtung || sf
Bohrkrone
Rotation
Stift
Rotation
Stift
3 Der Bohrfortschritt wird durch
die Zugfestigkeit bestimmt
1
1
sf
kleine Fragmente
höchster Energieaufwand
geringste Geschwindigkeit
2
10 mm
1 Zermalmungszone
2 Risse
3 Gesteinssplitter
Abb. 79: Konzeptuelles Modell für den Zerstörungsmechanismus unterhalb der Bohrkronenstifte beim
Drehschlagbohren in anisotropem, geschiefertem Gestein (nach THURO & SPAUN 1996 b, verändert).
80
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Die schlagende Beanspruchung erzeugt Mikrorisse im Gestein. Da parallel zur Schieferung die
geringsten Festigkeiten auftreten, sind die Mikrorisse entlang der Schieferungsflächen sicher länger ausgebildet als senkrecht zu ihnen. Die Lagen senkrecht zur Schieferung werden deshalb
wahrscheinlich nur von kurzen Mikrorissen durchtrennt.
Bei der scherenden Beanspruchung werden die bereits latent angelegten Splitter weggedrückt. Im
Falle der Orientierung der Schieferung rechtwinklig zur Bohrachse können große, längliche Splitter abgeschert werden. Senkrecht zur Schieferung ist ein Abscheren von langen Splittern nicht
möglich, da die Mikrorisse zu kurz sind. In der Folge müssen eher gedrungene Splitter abgelöst
werden, die in der Summe eine größere Bohrarbeit verlangen.
Mit steigendem Winkel zwischen diesen beiden Grenzfällen rechtwinklig bzw. parallel 0 < β <
90° müsste aus geometrischen Gründen die Größe der Splitter eine Funktion des Cosinus des
Zwischenwinkels sein.
Bei der Spaltzugfestigkeit ist die tatsächliche Zugbeanspruchung σz ebenfalls eine Funktion des
Cosinus des Zwischenwinkels. Analog lassen sich auch die Kurvenformen in den Diagrammen
der einaxialen Druckfestigkeit und Zerstörungsarbeit abschnittsweise erklären.
Bei der Durchführung der felsmechanischen Untersuchungen muss damit auf die richtige Versuchsanordnung - bezogen auf die Orientierung von Schieferung und Prüfkörper - berücksichtigt werden (vgl. Abb. 78):
Orientierung des Vortriebs in etwa parallel oder spitzwinklig zur vorherrschenden Schieferungsrichtung
⇒ Untersuchung der einaxialen Druckfestigkeit und Spaltzugfestigkeit parallel zur Schieferung.
Orientierung des Vortriebs in etwa rechtwinklig oder stumpfwinklig zur vorherrschenden Schieferungsrichtung
⇒ Untersuchung der einaxialen Druckfestigkeit und Spaltzugfestigkeit rechtwinklig zur Schieferung.
Gleichzeitig erhält man durch diese Vorgehensweise die Maximal- und Minimalwerte in Bezug auf die Anisotropie des Gesteins.
Zur überschlägigen Überprüfung des vorgestellten Konzepts wurden Spaltzugfestigkeit und Bohrgeschwindigkeit in Abhängigkeit des Winkels zur Schieferung als Fit mit einer allgemeinen Cosinus-Kurve (y =
a+b⋅cos x) angenähert. Bei den verwendeten Werten eines hochgradig anisotropen Quarzphyllits mit glatten,
durchgehenden Schieferungsflächen ergeben sich dabei augenscheinlich passende Kurvenformen (Abb. 80).
Hohe
Zugspannung
100
Bohrgeschwindigkeit
75
75
50
50
Spaltzugfestigkeit
25
Kurvengleichung
y = a + b·cos x
90
75
60
45
30
Winkel zur Schieferung [Grad]
Bohrgeschwindigkeit [%]
Bohrgeschwindigkeit=60%
100
Spaltzugfestigkeit [%]
Winkel zur
Schieferung
= 90° ⇒
Winkel zur
Schieferung
= 0° ⇒
Bohrgeschwindigkeit = 100%
Niedrige
Zugspannung
25
15
0
Abb. 80: Bohrgeschwindigkeit und Spaltzugfestigkeit, jeweils gegen den Winkel zwischen Schieferung und
Belastungs- bzw. Bohrrichtung aufgetragen. Mittelwerte eines hochgradig anisotropen Quarzphyllits mit der
Standardabweichung als Fehlerbalken.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
81
Sprengbarkeit
Gestützt auf das Modell wurde auch versucht, an einem geeigneten Fallbeispiel eine Abhängigkeit des spezifischen Sprengstoffverbrauchs zu erhalten. Beim Projekt Schönbergtunnel, Umfahrung Schwarzach, konnten
durch den kurvenförmigen Verlauf sowie durch geeignete Querschläge wenigstens einige wenige Stützpunkte für den Verlauf des Graphen gewonnen werden (Abb. 81). Dieses Diagramm erlaubt sicher keine statistisch gesicherte Aussage, bestätigt aber im Grunde die vorangegangenen Überlegungen. Die prinzipielle Abhängigkeit von der Orientierung zur Schieferung wird zwar immer wieder in den einschlägigen Lehrbüchern
(HEINIÖ 1999: 166 f.: HEINZE 1993: 39 ff., JOHANSEN & MATHIESEN 2000: 6 ff., LANGEFORS &
KIHLSTRÖM 1978: 236, WILD 1984: 17 f.) und Dissertationen (KULOZIK 1984) erwähnt, konkrete Werte
werden jedoch nicht angegeben. KULOZIK (1984: 56) beschreibt zwar aufgrund seiner Erkenntnisse von Modellversuchen an Plexiglas, dass er für einen Gefügewinkel von 45° den höchsten Energieaufwand vermutet,
konnte dies jedoch bei den Geländestudien nicht bestätigen. Auch er geht davon aus, dass unter Tage der
Sprengenergieaufwand parallel zur Schieferung wesentlich höher sein muss als senkrecht dazu (KULOZIK
1984: 86).
Winkel zur
Schieferung
90
Prozent des Spez. Sprengstoffverbrauchs
75
100
60
80
60
45
30
40
15
20
0
0
Abb. 81: Abhängigkeit des spezifischen Sprengstoffverbrauchs von der Orientierung der Sprenglöcher (=
Bohrrichtung) für Schwarzphyllite (durchgehende Linie) und Karbonatphyllite (gestrichelte Linie). Projekt
Schönbergtunnel, Umfahrung Schwarzach. Fehlerbalken zeigt die Standardabweichung an.
Abweichung von Bohrspuren und Profilungenauigkeiten
In metamorphen Schiefern und Gneisen taucht immer wieder das Phänomen auf, dass die Bohrspuren der
Sprenglöcher zur Normalen auf die Schieferungsfläche hin abweichen. Dies führt bei ungünstiger Raumstellung, also schräg zur Tunnelachse verlaufender Schieferung, zu einer erheblichen Profilungenauigkeit, obwohl oft noch alle Bohrspuren sichtbar sind.
Die Fotos von Abb. 82 und Abb. 83 illustrieren die typischen Auswirkungen der Bohrspurkrümmung in Augengneisen (Michaelstunnel, Baden-Baden, vgl. THURO 1996 a und BOZORGMEHRI 1989) bei stumpfwinklig
zur Tunnelachse streichender Schieferung. Dabei wurde auf der jeweils linken Seite der Ortsbrust ein geologisch bedingtes Überprofil gebildet. Auf der jeweils rechten Seite der Ortsbrust trat dabei ein Unterprofil auf,
welches den Vortrieb nur deshalb nicht störte, weil dieses erst im Zuge der Nachprofilierung mit dem Profilwagen beseitigt werden musste (auch wenn dies wesentlich aufwendiger ist). Eine hilfreiche Methode, um
die Auswirkungen derartiger Bohrlochauslenkungen auf ein wirtschaftliches Maß zu reduzieren, ist die Verwendung steiferer (dickerer) Bohrstangen oder die Zurücknahme der Angriffstiefe. Auch die Verwendung
von Bohrkronen mit verlängertem Schaft kann Abhilfe schaffen.
82
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
Abb. 82: Weiße Pfeile: Abweichung / Krümmung der
Kranzloch-Bohrspuren zur Normalen auf die
Schieferungsfläche hin. Michaelstunnel, Baden-Baden,
Stat. 1332,5, Augengneis
Kranzbohrlöcher
des letzten Abschlags
Überprofil
Kranzbohrlöcher – Soll
Unterprofil
Abb. 83: Überprofil durch Abweichung der Bohrspuren. Grün: Sollinie des aktuellen Abschlags. Rot: Istlinie des
letzten Abschlags. Pfeile = Überprofil. Links: Unterprofil durch Abweichung der Bohrspuren nach links
oben. Schieferung ca. 135/70°, Tunnelachse – 25° Abweichung von der idealen Bohrachse 20/20°.
Michaelstunnel, Baden-Baden, Stat. 1112, Augengneis.
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
83
3.3.3.2 Einfluss auf die Fräsleistung
Der Einfluss der Anisotropie auf die Fräsleistung beim Vortrieb mit Teilschnittmaschinen konnte im Abwasserstollen Zeulenroda, Thüringen nachgewiesen werden. In der bereits erwähnten Störungszone (Weißendorfer Störung) waren die anstehenden, schluffigen Tonschiefer immer wieder als Blöcke gegenüber der Vortriebsrichtung verdreht. Die Fräsleistungen (Abb. 84) waren senkrecht zur Schieferung am höchsten und sanken mit schräg zur Vortriebsrichtung verlaufender Schieferung deutlich bis auf etwa 60% (Tonschiefer) bzw.
80% (Schluffschiefer) ab. Lag die Schieferung in Tunnelachse (gleich ob bei senkrechter oder horizontaler
Lagerung), so waren die Fräsgeschwindigkeiten entsprechend am geringsten. Die eingezeichneten Kurven
sollen lediglich einen Trend vermitteln; eine statistische Auswertung wurde wegen der geringen Anzahl an
Wertepaaren nicht durchgeführt.
Winkel zur
Schieferung
90
75
Prozent der Fräsleistung
100
80
60
60
45
30
40
15
20
0
0
Abb. 84: Abhängigkeit der Fräsleistung von der Orientierung der Vortriebsrichtung in Tonschiefern (durchgehende
Linie) und sandigen Schluffschiefern (gestrichelte Linie). Der Übersichtlichkeit halber sind nur Mittelwerte
eingezeichnet. Projekt Abwasserstollen Zeulenroda, Thüringen.
Ähnliche Beobachtungen werden auch von anderen Experten (GEHRING frdl. mündl. Mittl.) und Maschinenherstellern geschildert. Dabei soll sich die Orientierung parallel zur Tunnel- bzw. Vortriebsachse besonders
ungünstig auf den Verschleiß an Rundschaftmeißeln auswirken. Wegen der sich schnell ändernden Schieferungsrichtung in der Störungszone konnte dies am Abwasserstollen Zeulenroda jedoch nicht nachgewiesen
werden. Die Kurvenform legt das selbe Konzept für den Zerstörungsmechanismus unterhalb eines Rundschaftmeißels nahe wie es schon für das Drehschlagbohren (Abb. 79 auf Seite 79) vorgestellt wurde. Die
Überlegungen zur Rissausbreitung und Versuchsanordnung bei felsmechanischen Laboruntersuchungen gelten deshalb analog.
84
3 Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung
3.3.3.3 Einfluss auf die Schneidleistung
Um den Einfluss der Anisotropie auf die Schneidleistung beim Vortrieb mit einer Tunnelbohrmaschine zu
ermitteln, wurde die ausführliche Dokumentation, die beim Vortrieb des Erkundungsstollens zum Schönbergtunnel Schwarzach erstellt wurde, nochmals ausgewertet.
Die Schneidleistungen (Abb. 84) waren senkrecht zur Schieferung am höchsten und sanken mit schräg zur
Vortriebsrichtung verlaufender Schieferung deutlich bis auf etwa 55% (Phyllite) bzw. 75% (PhyllitKarbonatschiefer-Wechselfolge) ab. Lag die Schieferung in Tunnelachse (gleich ob bei senkrechter oder horizontaler Lagerung), so waren die Schneidleistungen entsprechend am geringsten. Die eingezeichneten Kurven sollen lediglich einen Trend vermitteln; eine statistische Auswertung wurde wegen der Unsicherheit in
der nachträglichen Bestimmung aus der Dokumentation heraus nicht durchgeführt.
Winkel zur
Schieferung
90
75
Prozent der Spez. Penetrationleistung
100
80
60
60
45
30
40
15
20
0
0
Abb. 85: Abhängigkeit der spezifischen Penetration von der Orientierung der Vortriebsrichtung in Phylliten
(durchgehende Linie) und in der Phyllit-Karbonatschiefer-Wechselfolge (gestrichelte Linie). Der
Übersichtlichkeit halber sind nur Mittelwerte eingezeichnet. Projekt Erkundungsstollen Schönbergtunnel,
Schwarzach.
Diese Erfahrungen stehen in Widerspruch zu den Ergebnissen beispielsweise von AEBERLI (1978) und
WANNER (1975 a), die von einer erheblichen Zunahme der spezifischen Penetration bei einem Winkel von
50-60° zwischen Bohrrichtung und Trennflächengefüge berichteten. ABERLI (1978: 196) räumt allerdings
ein, dass die spezifische Penetration bei Trennflächen senkrecht zur Stollenachse größer sei als diejenige parallel zur Vortriebsrichtung. Da er eher spröde Gesteine wie Kalke, Dolomite und Sand- bzw. Kieselkalke
bearbeitete liegt die Erklärung nahe, dass das andere Materialverhalten beim Lösevorgang die Ursache für
diesen Unterschied ist. Die hier betrachteten Phyllite wiesen eine sehr feine Foliation im Millimeterbereich
auf, die naturgemäß parallel zur Schieferung eine äußerst geringe Scherfestigkeit bzw. hohe Teilbeweglichkeit zur Folge hat. Dies fördert in erheblichem Maße die Chipbildung parallel zur Schieferung.
Die Kurvenform im Diagramm der Abb. 85 belegt wieder das selbe Konzept für den Zerstörungsmechanismus unterhalb eines Rollenmeißels wie es schon für das Drehschlagbohren (Abb. 79 auf Seite 79) vorgestellt
und für das Fräsen nahegelegt wurde. Die Überlegungen zur Rissausbreitung und Versuchsanordnung bei
felsmechanischen Laboruntersuchungen gelten ebenfalls analog.
4 Fallbeispiele
85
4 Fallbeispiele
4.1 Übersicht der als Fallbeispiele behandelten Projekte
Um die vielfältigen geologischen und geotechnischen Einflussfaktoren auf die Gebirgslösung aufzuzeigen,
werden im Folgenden 7 Fallbeispiele behandelt. Einige Aspekte dieser Fallbeispiele sind bereits auf mehreren Tagungen vorgestellt und damit in – nicht immer leicht zugänglichen – Tagungsbänden veröffentlicht
worden. Diese Arbeit bietet jedoch die Möglichkeit, frei von Seitenbegrenzungen alle wichtigen Punkte zu
erläutern und in einem Resumée gemeinsame Schlüsse zu ziehen.
Tab. 14: Übersicht der behandelten Fallbeispiele.
Projekt
Zweck
betrachtetes Bauwerk
Vortriebsverfahren
Hauptprobleme
beim Vortrieb
besondere Aspekte
Fallstudien bisher
veröffentlicht in:
Nathpa-Jhakri Hydroelectric Project,
Himachal Pradesh, Indien
Flusskraftwerk 1.500 MW
Oberwasserstollen, Länge 27,3 km
Bohren
& Sprengen
Anisotropie der kristallinen
Schiefer
Hangbewegungen
hohe Primärspannungen
Deformationen im Tunnel
THURO et al. (2001 a, b)
THURO & GASPARINI
(2000)
Tunnel Königshainer Berge, Sachsen
Autobahntunnel der BAB A4 BautzenGörlitz
2 Tunnelröhren, Länge à 3.300 m
Bohren
& Sprengen
Inhomogenität durch wechselnde Verwitterungsklassen
Verwitterung & Hydrothermale Veränderung des
Granits
THURO et al. (2000)
HECHT et al. (1999)
Altenbergtunnel Idar-Oberstein,
Rheinland-Pfalz
Straßentunnel, Neubau der B 41 Rötsweiler – Nahbollenbach,
Tunnellänge 319,5 m
Fräsversuch (TSM) Inhomogenität durch harte und THURO & PLINNINGER
weiche Komponenten (Quarzi- (1998 a, b, 1999 a, b)
Umstellung auf
te bzw. vertonte Vulkanite)
Bohren &
Sprengen
Grenzwerte von einaxialen
Druckfestigkeiten
Meisterntunnel, Ortsumfahrung
Bad Wildbad, Baden-Württemberg
Straßentunnel, Umfahrung der L 350
Tunnellänge 1.338 m
Fräsversuch (TSM)
Umstellung auf
Bohren &
Sprengen
Inhomogenität durch harte Lage (Karneoldolomit-Horizont)
Hohe Trockenfestigkeit veränderlich fester Gesteine
Grenzwerte von einaxialen
Druckfestigkeiten
THURO & PLINNINGER
(1999 a, 1998 a, b, c)
PLINNINGER & THURO
(1999)
U-Bahn Nürnberg
Erweiterung der U2 Nord NürnbergFlughafen, Bayern
2 U-Bahntunnel, Länge à 3.300 m
Fräsen (TSM)
Inhomogenität durch harte Lagen (Quacken)
Grenzwerte von einaxialen
Druckfestigkeiten
Veränderungsvermögen
veränderlich fester Gesteine
durch geringe Wasserzuflüsse
PLINNINGER et al.
(1999, 2001)
THURO & PLINNINGER
(1998 a, b, 1999 a, b)
Erkundungsstollen zum Schönbergtunnel, Schwarzach, Land Salzburg
Umfahrung Schwarzach,
B311 – Pinzgauer Straße
Sondierstollenlänge 2.820 m
Schneiden (TBM)
Anisotropie der kristallinen
Schiefer; Inhomogenität durch
schnell wechselnde Gesteinsfestigkeiten
Abhängigkeit der Schneidleistung von der Gebirgszusammensetzung
dito: Ausnutzungsgrad &
Verfügbarkeit
THURO & BRODBECK
(1998)
86
4 Fallbeispiele
Es werden zwei Fallbeispiele behandelt, bei dem als Vortriebsverfahren ausschließlich Bohren und Sprengen
zur Anwendung kamen. Hierbei kann auf spezielle Aspekte der geologischen Parameter (Granitverwitterung,
ungewöhnliche Primärspannungsverhältnisse durch anisotrope Schiefer) eingegangen werden. Bei weiteren
zwei Projekten musste nach dem Versuch, das Gebirge durch Fräsen mit einer Teilschnittmaschine auszubrechen, auf einen Bohr- und Sprengvortrieb umgestellt werden. Die limitierenden Faktoren für die Wahl der
wirtschaftlichen Vortriebsmethode und die Besonderheiten klastischer Sedimentgesteine werden erörtert. An
jeweils einem Projekt für das Fräsen mit einer Teilschnittmaschine und einem für das Schneiden mit einer
Tunnelbohrmaschine werden die für diese Vortriebsarten typischen Rahmenbedingungen und Probleme diskutiert.
4.2 Bohr- und Sprengvortrieb unter hohen Primärspannungsverhältnissen:
Nathpa-Jhakri Hydroelectric Project, Indien
(nach THURO, EBERHARDT & GASPARINI 2001 a, b und THURO & GASPARINI 2000)
4.2.1
Projektübersicht
Das Nathpa Jhakri Hydroelectric Project (NJHP), ist ein 1993 begonnenes Wasserkraftprojekt bestehend aus
einer ganzen Reihe von Einzelbauwerken, darunter einer 60,5 m hohen Gewichtstaumauer aus Beton, einem
unterirdischen Desanderkomplex, einem 27,3 km langen Oberwasserstollen, einem 300 m tiefen Wasserschloss und einer unterirdischen Maschinenkaverne (Abb. 87). Das NJHP, das für insgesamt 1.500 MW
Leistung ausgelegt ist, liegt im hohen Himalaya am Mittellauf des Flusses Satluj im Nordwesten Indiens und
war eines der größten Bauprojekte in Indien in den 90er Jahren des 20. Jahrhunderts.
Abb. 86 zeigt die geologisch-tektonische Lage des Projekts. Der Oberwasserstollen (hier meist einfach als
Tunnel bezeichnet) wurde in Quarziten, Schiefergneisen, Quarz-Glimmerschiefern und Amphiboliten niedrigen bis mittleren Metamorphosegrades vorgetrieben, deren Schieferung über große Strecken in etwa parallel
zur Tunnelachse verläuft und mit dem Hang einfällt. Der Fluss Satluj fließt in einem typischen, glazial übertieften Tal mit steilen Talflanken.
Abb. 86: Geologisch-tektonische Lage des Nathpa Jhakri Hydroelectric Project (Indien) im nordwestlichen Himalaya
(nach SCHWAN 1980).
4 Fallbeispiele
87
Abb. 87: Projektübersicht des Nathpa Jhakri Hydroelectric Projects NJHP. Die wichtigsten Teile des
Wasserkraftwerks sind aufgeführt. Der betrachtete Abschnitt des Oberwasserstollens (Manglad/Rattanpur)
sowie der Bereich des Dammbauwerks sind durch einen gestrichelten Kreis markiert.
4.2.2
Schadenereignisse über Tage
Wegen der talwärts einfallenden potentiellen Rutschflächen und einem orthogonalen Kluftsystem haben eine
ganze Reihe von kleineren und größeren Rutschungen und Felsstürzen im Bereich des Projektareals stattgefunden. Zeugen sind die in der Landschaft z.T. deutlich sichtbaren rampenförmigen Rutschflächen von früheren großräumigen Felsrutschungen (Abb. 88) und die im Gelände immer wieder zu beobachtenden Anzeichen für tiefreichende Kriechbewegungen, z.B. die hangaufwärts zu findenden ± talparallelen Spalten.
Hauptverkehrsstraße
Die Hauptstraße, der „Hindustan-Tibet-Highway“, ist die wichtigste und deshalb stark frequentierte Verbindung entlang der Talachse des Satluj zwischen der Hauptstadt Simla der Provinz Himachal Pradesh und der
nahegelegenen Stadt Sarahan. Obwohl der „Highway“ parallel zu den Arbeiten am NJHP von der Provinzregierung mit hohem Aufwand verbreitert und die Böschungen gesichert und beräumt wurden, war nicht zu
verhindern, dass die Straße mehrfach durch kleinere und größere Felsstürze blockiert wurde (Abb. 89 links).
Dies führte oftmals zu stunden- bis wochenlanger Sperrung der Straße, was zu einem Verkehrskollaps für
den gesamten – auch den Nicht-Baustellenverkehr – führte. Bei einem solchen Ereignis im Sommer 1997
wurden tragischerweise ein Ingenieur und zwei seiner Mitarbeiter unter einem Felssturz begraben.
Zufahrtwege und Zugangsstollen
Durch die Lehnenlage des Oberwasserstollens waren vor allem die Zufahrtstraßen und die Zugangsstollen
betroffen, die etwa alle 5 – 6 km angelegt waren. Häufige Steinschläge und kleinere Felsstürze gefährdeten
immer wieder die Arbeiter und die Baustelleneinrichtungen in diesen Bereichen. Der Zugangsstollen „Daj
Khad“, der sich in einer durch tiefgreifende Kriechbewegungen völlig aufgelockerten Zone befand, musste
nach etwa 3-monatiger Bauzeit aufgegeben werden, da das im Portalbereich eindringende Lockermaterial
und die Druckerscheinungen im weiteren Verlauf des Vortriebs nicht beherrscht werden konnten. Man war
schließlich gezwungen, den Zugangsstollen an eine günstigere Stelle zu verschieben. Die Bauarbeiten an der
Staumauer und am Einlaufbauwerk wurden über ein Jahr durch einen Felssturz verzögert, der den Fluss an
dieser engen Stelle um etwa 10 m aufstaute (Abb. 89 rechts). Aufwändige Beräumungsarbeiten vor Freilegung der Felswiderlager und umfangreiche Flussbaumaßnahmen waren die notwendige Folge.
88
4 Fallbeispiele
Abb. 88: Typische Ausbildung einer pultförmigen Gleitfläche durch die talwärts einfallende Schieferung
(Schiefergneise & Quarz-Glimmerschiefer).
Gleitfläche
Gleitfläche
Blöcke
Straße
Schuttmassen
Satluj
Abb. 89: Links: Blockierung der Hauptstraße (Hindustan-Tibet-Highway) durch einen Felssturz (Schlipfsturz in
Gneisen). Rechts: Felsrutschung an der Baustelle der Staumauer mit Aufstau des Satluj (Quarzite & Gneise).
4 Fallbeispiele
4.2.3
89
Stabilitätsprobleme unter Tage
Schadensbilder
Wegen der heterogenen Zusammensetzung des Gebirges wurde der Oberwasserstollen mittels konventionellem Bohren und Sprengen aufgefahren. Die Sicherung bestand teilweise aus bewehrtem Spritzbeton mit
Stahlbögen und Ankern und streckenweise aus Stahlverbau mit Stahlbögen und Stahlblechen oder Betonbohlen) mit Sand- oder Betonhinterfüllung. In den Bereichen der Angriffe „Manglad“ und „Rattanpur“ war der
Oberwasserstollen von Stabilitätsproblemen betroffen, die aus der Orientierung der Schieferung resultierten.
Neben den bereits geschilderten Problemen im Bereich des Angriffes „Daj Khad“ wurden Probleme sowohl
oberflächennah im Bereich der Zugangsstollen als auch oberflächenfern, unter einer hohen Gesteinsüberlagerung, angetroffen. Beispielhaft werden diese Deformationserscheinungen in Abb. 90 und Abb. 91 illustriert.
Bereits kurz nach dem Einbau der Sicherung entwickelten sich Risse in der Spritzbetonschale, die sich kontinuierlich fortpflanzten bis hin zur Deformation der Stahlbögen und zum Abplatzen von Spritzbeton und
Nachbrüchen aus dem Gebirge. In der Folge musste die Sicherung ausgesteift werden, z.B. mit zusätzlichen
Baustahlmatten, Spritzbeton und Ankern und z.T. angeschweißten Stahlstangen.
Das Diagramm der Abb. 92 zeigt exemplarisch die anhaltenden Deformationen aus einem Bereich des Vortriebs „Rattanpur Upstream“. Die aufgezeichneten maximalen Setzungen gehen dabei z.T. weit über die äußere Solllinie der Tunnelsicherung hinaus. Diese stark druckhaften Gebirgsbedingungen traten über große
Strecken der Zwischenangriffe Manglad und Rattanpur mit einem typischen Deformations- bzw. Schadensmuster (Abb. 93) auf:
Risse im Spritzbeton, die sich progressiv ausbreiten, in Verbindung mit Firstsetzungen.
Weitergehende Öffnung der Risse mit darauffolgenden Nachbrüchen von Spritzbeton und Gesteinsmaterial. Hörbares Knistern.
Nachbrüche mit Herausziehen von Ankern, Kaminbildung in der Firste/im Kämpferbereich.
Weitere Ausbildung von Rissen im Spritzbeton nach dem Auftragen einer zweiten Schicht im
Zuge der Nachsicherung.
Verbiegen und Ausknicken der Stahlbögen mit Brechen der Stahlbleche und Betonbohlen.
Nachbrüche in Bereichen, in denen der Stahlverbau aufgebrochen ist.
Kämpferlinie
Abb. 90: Ausknicken der Stahlbögen bei Stat. 21240 im Bereich des rechten (talseitigen) Kämpfers.
90
4 Fallbeispiele
Abb. 91: Überschiebungsrisse im Spritzbeton bei Stat. 24738 im Bereich der linken (bergseitigen) Strosse.
Dabei zeigten sich an der Ortsbrust keine spannungsinduzierten Verformungen. In den besonders betroffenen
Strecken mussten die Stahlbögen mit einem Querschnitt von 150 x 150 mm gegen schwere Bögen 300 x 140
mm ausgetauscht werden. Die Schieferung war in den Vortrieben von Manglad und Rattanpur besonders ungünstig bezüglich der Tunnelachse orientiert, wie in Abb. 94 zu sehen ist. In diesen Vortrieben verläuft die
Schieferung annähernd parallel zur Tunnelachse. Dabei werden in dem Diagramm die Orientierungen
±parallel zur Tunnelachse mit Einfallswinkeln zwischen 20° und 80° als besonders ungünstig eingestuft.
1292.2
Fels
Mittler
e Ausb
ruchsli
nie
1292.0
Höhenkote [m]
1291.8
Stahlb
ö
1291.6
1291.4
Tunnels
ich
gen
erung
∅0.9m
1291.2
∅1.1m
1291.0
1290.8
1290.6
1290.4
nach
80 Tagen
nach 200 Tagen
Setzungen im Kämpfer
Rattanpur Upstream
24500
24550
nach 70 Tagen
24600
24650
24700
24750
Tunnelstation [m]
Abb. 92: Gemessene Setzungen von bis über 1 m im Bereich des Kämpfers des Vortriebes „Rattanpur Upstream“
zwischen Stat. 24500 und Stat. 24750.
4 Fallbeispiele
91
Bergseitig
Deformation des
Gebirges unter Druck-/
Zugbeanspruchung
Sp
an
nu
ng
skre
u
z
Scher
deformation
Herabfallen von
Gestein und
Spritzbeton
Ausknicken
von Stahlbögen
11,5 m
Sc
hie
fer
u
11,5 m
Risse im
Spritzbeton
ng
Talseitig
Abb. 93: Typisches Deformations- bzw. Schadensmuster in den Vortrieben von Manglad und Rattanpur durch die
ungünstige Orientierung der Schieferung und anhaltende, tiefgreifende Kriechvorgänge.
Tunnelachse
0°
1
Annahmen:
Geschieferte Gesteine
Klüfte vernachlässigt
Konstante Überlagerung
30°
4
5
2
Rattanpur
6
7
8
60°
3
30°
ungünstig
50°
70°
90°
Manglad
120°
günstig
8
150°
180°
7
ungünstig
6
5
4
3
2
1
günstig
Orientierung der Flächenpole
Abb. 94: Günstige und ungünstige Orientierung der Schieferung in Abhängigkeit der Tunnelachse. Flächenpole in
einem Stereonetz-Entwurf (Diagramm nach SPAUN).
92
4 Fallbeispiele
Ursachenfindung
Der Hauptgrund für diese ungünstige Einstufung ist jedoch die besondere Spannungssituation des Oberwasserstollens in Lehnenlage, wie die schematische Skizze in Abb. 95 zeigt. Die schattiert dargestellte Gesteinsplatte kriecht auf einer durch die Schieferung (und deren Glimmerlagen) vorgezeichneten Fläche wenn der
Reibungswinkel entlang der Schieferung kleiner ist als der Einfallswinkel. Dies deckt sich mit den Beobachtungen im Gelände (siehe Abb. 88) und es ist anzunehmen, dass sich die beschriebenen Anrisse und talparallelen Spalten bis in die Gratregionen hinaufziehen. Unglücklicherweise liegt die Gratregion nicht nur ca.
2.500 m über der Tunnelachse (ca. 4.000 m ü.N.N.) sondern ist auch als grenznahes Gebiet zum tibetischen
China eine militärische Sperrzone. STINI hat das Phänomen bereits 1950 beschrieben; andere Autoren (GEHRING 1996, EWY & COOK 1990, AMADEI & STEPHANSSON 1997) schilderten vergleichbare Situationen in
jüngerer Zeit.
m.ü.NN
E
W
im Kriechen befindlicher
Bereich des Gebirges
4000
3000
2000
Sc
hie
fe r
un
g(
Qu
H
arz
gli
Sp
an
nu
ng
skre
u
Kr
i ec
hb
e
mm
ers
c
we
g
typische
grössere
Felsrutschung
un
g
Pα = γ × H / sin α
vorausgesetzt α > ϕ
Satluj
hie
f
z
er
u.ä
.G
es
tei
ne
)
α
Pα − tatsächlicher Überlagerungsdruck
H − Höhe der tatsächlich
anzusetzenden Überlagerung
h − Höhe der normalen Überlagerung
α − Einfallswinkel der Schieferung
γ − Wichte des Gebirges
ϕ − Reibungswinkel auf der
Schieferungsfläche
h
Tunnel
1000
4000
3000
2000
1000
0m
1000
Abb. 95: Schematischer Schnitt quer zur Achse des Oberwasserstollens in Lehnenlage mit vermuteten
Spannungsverhältnissen. Rechts oben: Einfluss der talwärts einfallenden Schieferung auf den Gebirgsdruck
nach STINI (1950).
75
Einfallswinkel ϕ [°]
50
σ1
ϕ
40
ϕ
σ1
60
45
σ3
30
σ3
20
30
10
15
Spannungsmessung - Überbohrverfahren
Zusammenfassung RU CH 24720 / CH 24648
0
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
8,0
Hauptspannung [MPa]
90
0
8,5
Bohrlochtiefe [m]
Abb. 96: Zusammengefasste Ergebnisse der Spannungsmessungen in Rattanpur Upstream (σ1 – größte, σ3 – geringste
Hauptnormalspannung).
Diese grundlegende geologische Situation ist natürlich auch die Hauptursache für die bereits beschriebenen
häufigen Felsrutschungen und Felsstürze. Hinzu kommt die starke, oberflächennahe Auflockerung durch die
4 Fallbeispiele
93
rasche Hebung des Himalaya. Das geologische Querprofil zeigt schematisch das glazial übertiefte Tal des
Satluj mit einer mittleren Überlagerung des Oberwasserstollens von h = 500 m im Bereich eines Zugangsstollens und einer tatsächlich anzusetzenden Überlagerung von H = 2.500 m. Überschlägig ergibt sich dadurch ein Gebirgsdruck von über 100 MPa (bei einem Einfallswinkel von ca. 30°-40°) und eine Deviatorspannung von etwa 50 ... 80 MPa abhängig von h. Diese Rechnung berücksichtigt natürlich weder Kohäsion noch weitere Faktoren und ergibt eine sehr konservative, überhöhte Einschätzung. Vor allem der Einfluss von aktiven tektonischen Spannungen ist völlig ungeklärt, deren Verlauf allerdings parallel zum Tal
bzw. der Tunnelachse sein müsste.
Aus diesem Grund wurden eine Reihe von Spannungsmessungen mittels Überbohrmethode durchgeführt.
Exemplarisch sind in Abb. 96 die Ergebnisse aus den Messungen im Vortrieb Rattanpur Upstream zu sehen.
Die Tests wurden in horizontalen Bohrlöchern in der bergseitigen Ulme (RU 24720) und in der Ortsbrust
(RU 24648) durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen mit der Tiefe ansteigende Spannungswerte und eine Reorientierung der Richtung der größten Hauptnormalspannung in etwa parallel zum Einfallen der Schieferung
(hier etwa 40°). Weitere Messungen kamen auf ähnliche Resultate.
Um die erhaltenen Messergebnisse und Beobachtungen zu bewerten, wurde diese Situation mit einem Distinkte-Elemente-Code (UDEC) numerisch modelliert, wobei die topographische Situation, Überlagerung und
Anisotropie des Gebirges zusammen mit gemessenen Gesteinskennwerten Berücksichtigung fanden.
4.2.4 Numerische Modellierung
Das Distinkte-Elemente-Programm UDEC wurde benutzt, um die Auswirkungen der Hangbewegungen auf
potentielle Versagensmechanismen im Tunnel zu untersuchen. Besondere Beachtung wurde der Rolle der
Schieferung und möglicher schieferungsparalleler Trennflächen beigemessen, entlang der es zu Bewegungen
geringer Größenordnung kommen kann – ohne jedoch katastrophenartig zu versagen. Zwei Serien von Modellen wurden generiert: Das großräumige Modell (Abb. 97) zeichnet das Phänomen des Hangkriechens über
die gesamte Talflanke nach und lieferte die Eingangsparameter für das folgende, detaillierte Modell (Abb.
98). In dem kleinmaßstäblichen Modell wurden die Deformationen in zwei – im Hinblick auf das Trennflächengefüge – unterschiedlichen Szenarien gerechnet. Durch diesen kombinierten Modellierungsprozess
konnten die relativ aufwändigen Berechnungen auf den interessierenden Teil rund um den Oberwasserstollen
reduziert werden (THURO et al. 2001 a). Das detaillierte Modell berücksichtigte ein Trennflächengefüge, das
aus mechanisch wirksamen Schieferungsflächen mit einem Abstand von 1 m (Szenario 1) bzw. 0,5 m (Szenario 2) und aus Großklüften mit einem Abstand von 5 m besteht (beide Szenarien).
Da dieses Trennflächenmodell der Natur nur in sehr beschränktem Maße nahe kommt, wurde versucht, die
Modellrechnung auch mit einem wesentlich feinmaschigeren Netz durchzuführen, ohne jedoch auf ein in der
Sache anderes Ergebnis zu kommen. Durch die um den Faktor 10-20 längeren Rechenzeiten musste man sich
schließlich auf die obigen beiden Szenarien beschränken. Die für das Modell verwendeten Materialkennwerte wurden auf der Basis der umfangreichen, im Zuge des Projekts durchgeführten Untersuchungskampagnen
zusammengestellt. Die Tab. 15 gibt eine Übersicht der verwendeten Materialkennwerte, die für die UDECModellierung benutzt wurden. Die Variationen in der Normalsteifigkeit und der Schersteifigkeit in der
Trennfläche reflektieren Variationen in der Größe der Finiten-Differenz-Elemente über verschiedene Element-Zonen hinweg. Der initiale Spannungszustand wurde anhand der Werte der durchgeführten In-situSpannungsmessungen abgeschätzt (vgl. Abb. 96).
Die Resultate dieser Modelle (Abb. 99) zeigen, dass der Oberwasserstollen bei einem stabilen Zustand des
Hanges – also mit nur geringsten Bewegungen (5 cm) – ebenfalls stabil bleibt. Bewegt sich der Hang jedoch
schneller bzw. stärker (50 cm), so beginnen auch im Tunnel Deformationen, die sich in einem Ausknicken
der Schiefer in der beobachteten Region der Firste und eine Verschiebung im linken Ulmenbereich äußern
(vgl. Muster in Abb. 93). Bei großen Kriechraten des Hanges (>100 cm) kommt es zu einem progressiven
Versagen und schließlich zum Kollaps des Hohlraums.
94
4 Fallbeispiele
Abb. 97: UDEC Model für die großräumige Hanginstabilität im Bereich von Rattanpur.
Abb. 98: Kleinräumige UDEC Modelle im Oberwasserstollen für Abstände der Schieferungsflächen von 1 m bzw. der
Großklüfte von 5 m (links) und 0,5 m bzw. 5 m (rechts).
Tab. 15: Übersicht der Materialkennwerte, die für die UDEC-Modellierung benutzt wurden.
Materialparameter
Variable
eingesetzter Wert
Dichte
ρ
2700 kg/m3
Elastizitätsmodul
E
20 GPa
Poissonzahl
ν
0.2
Kohäsion
c
20 MPa
Winkel der inneren Reibung
φi
25°
Reibungswinkel entlang der Trennfläche
φj
20°
Kohäsion in der Trennfläche
cj
0 MPa
Normalsteifigkeit in der Trennfläche
jkn
100 – 560 GPa/m
Schersteifigkeit in der Trennfläche
jks
20 – 120 GPa/m
4 Fallbeispiele
95
Abb. 99: Deformationsstadien des Stollens bei Hangverschiebungen von 0,05 m, 0,5 m und 1 m. Das tatsächliche
Stollenprofil ist nicht kreisrund sondern mit einer flachen Sohle ausgeführt (Abb. 93), was bei der
Modellierung jedoch nur eine untergeordnete Rolle spielt. (nach THURO et al. 2001).
4.2.5 Bohrbarkeit
Die Folge der ungünstigen Gebirgsverhältnisse und der problematischen Stabilität des Oberwasserstollens,
war eine Behinderung des Bohr- und Sprengvortriebs vor allem zwischen den Quertälern von Manglad und
Daj (Manglad Downstream, Rattanpur Up-/Downstream). Zum einen war die Schieferung parallel zur Tunnelachse und damit zur Bohrrichtung orientiert, was erfahrungsgemäß in bis zu 50% niedrigeren Bohrgeschwindigkeiten (vgl. Abschnitt 3.3.3.1 ab Seite 76) und schwerer Sprengbarkeit resultiert (THURO & SPAUN
1996 b). Zum anderen wurde das Bohren durch die hohen Primärspannungen behindert (Abb. 100).
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Überlagerung
Situation
Manglad
Upstream
∅h ≈ 800 m
H ≈ 3.000 m
Schieferung ⊥ Tunnelachse
"Normale" Situation
Manglad
Downstream
∅h ≈ 300 m
H ≈ 2.500 m
Schieferung || Tunnelachse
Hohe Spannungen
oberflächennahes Kriechen
Rattanpur
Upstream
∅h ≈ 800 m
H ≈ 2.500 m
Schieferung || Tunnelachse
Hohe Spannungen,
hohe normale Überlagerung
∅h ≈ 350 m
H ≈ 2.500 m
Schieferung || Tunnelachse
Starke Gebirgsauflockerung
durch Kriechvorgänge
Rattanpur
Downstream
Abb. 100: Bohrgeschwindigkeiten in den Glimmerschiefern mit Mittelwert und Standardabweichung in verschiedenen
Abschnitten des Oberwasserstollens mit mittlerer Überlagerung und Stichworten zur geologischen Situation.
96
4 Fallbeispiele
Die Überprüfung der erzielten Bohrgeschwindigkeiten (Abb. 100) zeigte ein charakteristisches Muster:
In Manglad Upstream lagen günstige Verhältnisse wegen der günstigen Orientierung der Schieferung zur Tunnelachse vor (sf ⊥ TA).
Manglad Downstream zeigte erniedrigte Bohrgeschwindigkeiten wegen hoher Primärspannungen
und ungünstiger Orientierung der Schieferung (sf  TA).
Rattanpur Upstream zeigte die niedrigsten Geschwindigkeiten mit dem größten Streubereich, was
auf die hohen Primärspannungen bei gleichzeitig hoher, normaler Überlagerung zurückzuführen
ist (sf  TA).
In Rattanpur Downstream zeigte sich der nahende Einfluss eines großen, durch anhaltende
Kriechbewegungen aufgelockerten Hangbereichs im Quertal Daj (hier musste der Zugangsstollen
Daj Khad aufgegeben werden): Das Gebirge war im Extremfall bis hin zu einem Lockergestein
zerlegt.
Damit zeigte sich, dass die Bohrgeschwindigkeiten in einer unter hohen Spannungen stehenden Ortsbrust
signifikant niedriger liegen (vgl. THURO & GASPARINI 2000). Entsprechend wird offensichtlich ein höherer
Energieaufwand benötigt, um das „vorgespannte“ Gestein mit der Bohrkrone zu lösen. In den Bereichen allerdings, in denen durch die hohen Spannungskonzentrationen an der Ortsbrust bereits Mikrorisse im Gestein
entstanden sind und entsprechend Spannungen abgebaut wurden, stiegen die Bohrgeschwindigkeiten augenscheinlich wieder an.
Gleichzeitig wurde der Verschleiß der Bohrkronen auch in sonst wenig abrasiven Gesteinen wie den QuarzGlimmerschiefern außergewöhnlich hoch. Charakteristisch war dabei eine starke Abnahme des Kronenkalibers (ähnlich wie im Abschnitt 2.1.5.3 ab Seite 15). Die Erklärung der beschriebenen Phänomene jedoch beruht letztlich auf dem grundlegenden, in Abb. 95 dargestellten, geologischen Modell.
4.2.6 Resumée
Bei diesem Fallbeispiel wurden einige ganz wesentliche Beobachtungen zum geologischen Hintergrund gemacht: Der Beobachtungsmaßstab ging von Hangbewegungen in einer Größenordnung von Kilometern über
Deformationserscheinungen im Stollen im dm/m-Bereich bis hin zu sehr kleinräumigen Effekten, die sich an
der Bohrlochsohle im cm/mm-Maßstab abspielen.
Die Hauptprobleme des Oberwasserstollens im Bereich von Manglad und Rattanpur waren:
Die Lehnenlage des Stollens hat sich als besonders ungünstig im Bezug auf die primären Spannungsverhältnisse erwiesen.
Die Orientierung der Schieferung verlief über lange Strecken ± tunnelparallel und fiel mit dem
Hang ein.
Der starke Einfluss der Anisotropie v.a. in den Glimmerschiefern führte zu einer geringen Scherfestigkeit entlang der Schieferung und einer geringen Zugfestigkeit senkrecht zur Schieferung
Als großräumige Massenbewegungen konnten Felsrutschungen, Felsstürze und tiefgreifende
Kriechbewegungen unterschieden werden
Diese ungünstigen geologischen Verhältnisse drückten sich in folgenden Phänomenen aus:
Blockierung von Zufahrtstraßen durch Felsstürze
Behinderung der Errichtung des Dammbauwerks durch eine große Felsrutschung
Verhinderung der Anlage eines Zugangsstollens in einem aufgelockerten Kriechhang
Außergewöhnliche Deformationserscheinungen im Oberwasserstollen mit charakteristischem
Muster
Gefährdung des fertigen Bauwerks durch anhaltende Kriechbewegungen und weitergehende Deformationen vor allem im Oberwasserstollen, aber auch im Bereich der Maschinenkaverne und
des Wasserschlosses
Behinderung bei der Herstellung der Sprengbohrlöcher durch hohe Spannungen (Vorspannung
bzw. „Schraubstockeffekt“), was sich in geringen Bohrgeschwindigkeiten und einem hohen Verschleiß, überwiegend Kaliberverschleiß, auswirkte.
Behinderung beim Ausbruch durch hohen Sprengstoffverbrauch
4 Fallbeispiele
97
4.3 Verwitterung und hydrothermale Alteration von Graniten:
Tunnel Königshainer Berge, Sachsen
(nach THURO, HECHT, PLINNINGER, SCHOLZ & BIERER 2000, SCHOLZ 1999)
4.3.1
Projektübersicht
Im Gebiet der Königshainer Berge, ca. 100 km östlich von Dresden wurde ein 3,3 km langer Straßentunnel
mit zwei Röhren als Verlängerung der Bundesautobahn A4 bis zur Polnischen Grenze gebaut (Tab. 16).
Durch die beiden Tunnelröhren wurde ein einmaliges Profil durch Zonen intensiver Verwitterung und hydrothermaler Alteration von verschiedenen Biotitgraniten aufgeschlossen. Dabei war das Muster und die Verteilung der durchörterten Verwitterungs- und Alterationszonen sehr ungewöhnlich und hatte entsprechenden
Einfluss auf die Ausbruchsklassifizierung und die eingebauten Sicherungsmittel während des Vortriebs.
Gleichzeitig wurden Bereiche von ungewöhnlichen, vergrünten Granite beobachtet, die bis zu einigen Metern mächtig waren und steil stehenden Störungen folgten.
Tab. 16: Wichtige Projektdaten des Tunnels Königshainer Berge nach KAGERER et al. (1997).
Übersicht
Tunnel Königshainer Berge
Zweck
Verlängerung der Bundesautobahn A4 bis zur Polnischen Grenze
Länge
2 Röhren à 3300 m mit d = 30 m in bergmännischer Bauweise
Vortriebsweise
Neue Österreichische Tunnelbauweise im Bohr- und Sprengvortrieb
Ausbruchsquerschnitte
Standardquerschnitt bis 80,5 m², Nothaltebucht 120 m²
Bauzeit (Vortrieb)
Februar 1996 bis Mai 1997, Eröffnung April 1999
Bauherr
DEGES Deutsche Einheit Fernstraßenplanungs- und -bau GmbH
Planung
Müller-Hereth Tunnel- und Felsbau, Freilassing
Bauausführung
ARGE Tunnel Königshainer Berge: Hochtief AG, Universale Bau
GmbH, Schachtbau Nordhausen
Abb. 101: Geologische Kartenskizze der Umgebung des Königshainer Berge Projekts mit Lage der Tunnel.
98
4 Fallbeispiele
Deshalb wurden einige dieser Verwitterungs- und Alterationszonen während des laufenden Tunnelvortriebs
zusätzlich zur ohnehin schon sehr genauen baugeologischen Dokumentation intensiv geologisch aufgenommen, beprobt und die Proben im Labor felsmechanisch, petrologisch und geochemisch untersucht. Im Rahmen dieser Arbeiten konnten zwei Diplomarbeiten (BIERER 2000, SCHOLZ 1999) erfolgreich durchgeführt
werden. SCHOLZ hat auf dieser Basis eine Dissertation über Verwitterung in Graniten begonnen, die bis Ende
2002 abgeschlossen sein sollte. HECHT et al. (1999) haben eine petrologisch-geochemische Studie zu den Alterationserscheinungen publiziert.
Die Hauptziele der vorgenommenen Arbeiten waren:
Die Verwitterungsstadien und Alterationsstadien mit petrographischen, felsmechanischen
und/oder bodenmechanischen Kennwerten zu charakterisieren – also Mineralbestand, Mikrogefüge, einaxiale Druckfestigkeit, Spaltzugfestigkeit, Elastizitätsmoduln, spezifische Zerstörungsarbeit, Kohäsion und Winkel der inneren Reibung, Kornverteilung etc.
Das Muster der Verwitterung und Alteration im Gebirge mit dem Trennflächengefüge zu vergleichen.
Die Auswirkungen der Verwitterung und der Alteration in der mineralogischen Zusammensetzung und in den geotechnischen Kennwerten zu unterscheiden.
Beziehungen zwischen Verwitterungsgrad und den Leistungs- und Verschleißparametern beim
Bohr- und Sprengvortrieb (Bohrgeschwindigkeit, Bohrkronenverschleiß und spez. Sprengstoffverbrauch) zu untersuchen.
An dieser Stelle sollen einige ausgewählte Aspekte dieser umfangreichen Untersuchungen vorgestellt werden. Vertiefende Ausführungen finden sich in HECHT et. al (1999), BIERER (2000), SCHOLZ (1999) und der
Dissertation von SCHOLZ, TU München.
4.3.2
Hydrothermale Alteration der Granite
Der Tunnel Königshainer Berge, der im östlichsten Teil Sachsens kurz vor der polnischen Grenze liegt, wurde in zwei Granitvarietäten des Lausitzer Granodiorit-Komplexes (Alter ca. 300 Mio. Jahre) vorgetrieben.
Nach einer komplexen geologischen Vorgeschichte (vgl. Scholz 1999: 4 ff.) wurde die Region an der Grenze
Oberkreide/Alttertiär (ca. 65 Mio. Jahre) Abtragungsgebiet (EIDAM & GÖTZE 1991, KRAUSS et al. 1992).
Abb. 102: Hydrothermale Alterierungspfade mit ihren typischen Stadien und Hohlraumbildung in Stadium B. kf – KFeldspat, pl – Plagioklas, ab – Albit, qz – Quarz, wm – Hellglimmer, bio – Biotit, chl – Chlorit (nach THURO
et al. 2000 und HECHT et al. 1999, verändert).
4 Fallbeispiele
99
Drei Granitvarietäten können im Gebiet von Königshain prinzipiell unterschieden werden (MÖBUS & LINDERT 1967), von denen der gleichkörnige Typ (hellgrau bis rot gefärbt) und der porphyrische Typ (blaugrau, weiß gesprenkelt) während der Vortriebsarbeiten angetroffen wurden (Abb. 101). Im gleichkörnigen
Granittyp treten noch einige wenige Gänge mit feinkörnigem Granit (weiß-gelb bis blau-grau) auf.
Einige Partien des Königshainer Granits wurden vor der Hebung von zwei Stadien hydrothermaler Alteration
erfasst, wie von HECHT et al. (1999) festgestellt wurde. Die alterierten Granite, die als „Episyenite“ bezeichnet werden, zeigen eine sehr wechselhafte Zusammensetzung entsprechend ihres Alterationspfades (Abb.
102). Während die nicht alterierten Granite typische, pinkfarbene bis rote Feldspäte aufweisen, zeigen alterierte Typen wegen der Albitisierung und Serizitisierung weiße Feldspäte. Mit zunehmender Chloritisierung
erhalten die alterierten Granite eine grün-gesprenkelte bis dunkelgrüne Färbung.
B
14
Porosität [%]
12
10
8
6
4
A
C
2
0
1
2
3
4
5
Grad der hydrothermalen Alteration
Abb. 103: Grad der hydrothermalen Alteration, aufgetragen gegen die Porosität (ermittelt über die Trockenrohdichte).
Nachzeichnung der Alteration und Alterationspfade (Stadien A – B – C, vgl. Abb. 102) durch die Porosität.
Klassifikation nach ISRM 1978
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
200
175
150
125
sehr
hoch
A
B
100
hoch
75
50
C
mittel
25
gering
sehr gering
0
14
12
10
8
6
4
2
0
Porosität [%]
Abb. 104: Porosität, aufgetragen gegen die einaxiale Druckfestigkeit (aus Punktlastversuchen). Entwicklung der Festigkeiten entsprechend des Alterationsstadiums A – B – C.
Von geotechnischer Bedeutung ist aber vor allem die Zunahme von Porenvolumen, die wegen der Quarzauslaugung im Stadium B herrührt. Im Stadium C können die einmal erzeugten Hohlräume nicht mehr vollständig mit Mineralneusprossungen wie Tonmineralen, Glimmern und sekundärem Quarz aufgefüllt werden
(Abb. 103). Deshalb wurde die maximale Porosität – gleichbedeutend mit der geringsten Trockenrohdichte –
auch im Stadium B festgestellt. Leider konnte wegen der gerade in den alterierten Graniten vorherrschenden,
starken Verwitterung nur sehr wenig „frisches“ Probenmaterial für felsmechanische Untersuchungen gewonnen werden.
100
4 Fallbeispiele
Mit der Porosität änderten sich auch die Druckfestigkeiten der zugehörigen Granitproben signifikant, die
mittels Punktlastversuchen abgeschätzt wurden (Abb. 104). Obwohl die Porosität im Stadium C nochmals
absinkt, sinkt auch die Druckfestigkeit. Dies ist durch die geringere Verbandsfestigkeit des Gesteins bedingt,
die sicherlich durch die neugesprossten Tonminerale und Serizite erzeugt wird.
4.3.3 Verwitterungsgrade im Gebirge
Bemerkenswert ist, dass das Granitgebirge zunächst – und vermutlich in größerer Tiefe, also endogen – hydrothermal alteriert wurde, bevor es durch Hebungsvorgänge an die Erdoberfläche kam, um dort freigelegt
und erodiert zu werden. Die nun anschließenden Prozesse der Verwitterung konnten so an den vorgezeichneten Schwächezonen, den alterierten Bereichen, wesentlich tiefer und schneller in das Gebirge eindringen. Die
veränderte Mineralzusammensetzung und das vergrößerte Porenvolumen der alterierten Gesteine leisten der
Verwitterung mit ihrer mechanischen und chemischen Desintegration Vorschub.
Abb. 105 zeigt die Verwitterungsstadien im Mikrogefüge eines Granits durch Zerfall und Zersetzung in ein
tonig-schluffiges Material. Die untersuchten Granite wurden dabei in Verwitterungsgrade von I (frisch und
unverwittert) bis VI (Residualboden) nach ISRM (1978, Tab. 17) eingeteilt. Zusätzlich wurde zwischen dem
Verwitterungsgrad II und III eine Stufe II-III „leicht verwittert“ eingeführt (SPAUN & THURO 2000: 17). In
den folgenden Diagrammen wurden deshalb die Verwitterungsgrade mit arabischen Ziffern durchnummeriert.
Tab. 17: Verwitterungsgrade nach Empfehlungen der ISRM (1978) und IAEG (1981), ergänzt um eine Verwitterungsklasse „3“ (aus SPAUN & THURO 2000: 17).
W IAEG-ISRM
V Bezeichnung nach SPAUN
I
1 frisch und unverwittert (Fels)
Es sind keine farblichen, mikro- oder makroskopischen Veränderungen erkennbar.
fresh
II slightly
2 angewittert
Erste Verfärbungen sind durch mikroskopische Zersetzung von Mineralen erkennbar, verringerte Druckfestigkeit des Gesteins.
--- ---
3 leicht verwittert
Die Färbung ist deutlich rotbraun entlang von Klüften, das Gestein ist deutlich
(bis zu 15%) entfestigt.
III moderately
4 mittelstark verwittert
Entlang von Klüften tritt starke Verwitterung auf, die Reibung entlang dieser
Trennflächen ist deutlich herabgesetzt, weniger als 40-50% des Gesteins sind
zersetzt; alle niedrigeren Verwitterungsstufen treten nebeneinander auf; ein für
das Baugeschehen besonders kritischer Zustand.
IV highly
5 stark verwittert
Mehr als 40-50% des Gesteins sind zersetzt, die ursprüngliche Struktur ist aber
noch gut erkennbar, die Klüfte bestimmen noch das Gesamtverhalten des Gesteins, obwohl die Reibung entlang der Klüfte stark herabgesetzt ist.
V extremely
6 sehr stark verwittert
Die Trennflächen sind nun wirkungslos, der ursprüngliche Zusammenhalt des
Gesteins ist kaum noch vorhanden, aber die ursprüngliche Gesteinsstruktur ist
noch in großen Bereichen erkennbar.
VI residual soil
7 völlig verwittert (Boden)
Die ursprünglichen Strukturen und die Gesteinszusammensetzung sind restlos
zerstört, es ist eine deutliche Volumenänderung feststellbar, aber der Boden ist
nicht wesentlich transportiert worden.
4 Fallbeispiele
101
Abb. 105: Verwitterungsgrade im Mikrogefüge eines Granits aus Dünnschliffuntersuchungen (verändert nach SCHOLZ
1999) ohne VI – Völlig verwittert (Boden). kf – K-Feldspat, pl – Plagioklas, qz – Quarz, bio – Biotit.
Auffällig ist eine kontinuierlich fortschreitende Zersetzung an Korngrenzen und Mikrorissen, beginnend bei
den Feldspäten und beim Biotit, übergreifend auf den Quarz, jeweils unter Bildung von Tonmineralien mit
geringerer Mineraldichte. Die einhergehende Gefügeauflockerung und Erhöhung der Mikroporosität führt
dabei zur weiteren Öffnung von Mikrorissen und damit insgesamt zur Volumenvergrößerung. Damit lässt
sich die Verwitterung als Abnahme der Trockenrohdichte des Gesteins bzw. als Zunahme der Gesamtporosität erfassen (Abb. 106) und mit den Verwitterungsgraden korrelieren.
30
Trockenrohdichte
2.4
20
2.2
Porosität [%]
Trockenrohdichte [g/m³]
2.6
10
2.0
Porosität
1.8
0
2
3
4
5
6
Verwitterungsgrad
Abb. 106: Verwitterungsgrad in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. der Porosität (des Porenvolumens) mit Maximum/Mittelwert/Minimum.
Neben der Veränderung im Mikrogefüge der Granite mit dem Verwitterungsgrad verändern sich auch die
Porositäten und Trockenrohdichten kontinuierlich. Abb. 106 zeigt die Zunahme des Porenvolumens und
102
4 Fallbeispiele
gleichzeitig die Abnahme der Trockenrohdichte mit zunehmendem Verwitterungsgrad. Dabei nimmt die
Streuung der Werte bei hohen Verwitterungsgraden sehr stark zu.
Die Verwitterungsgrade waren natürlich auch im Kluftverband der Granite nachweisbar. Abb. 107 charakterisiert einen Kluftkörper – einen Granitblock – in den unterschiedlichen Stadien der Verwitterung. Der Prozess beginnt mit dem frischen Granit , der beim Vortrieb nicht angetroffen wurde (I = 1 frisch und unverwittert). Gleichzeitig beginnt eine rot-braune Rostfront und eine Zone mikroskopisch zersetzten Granits
von den Begrenzungen des Kluftkörpers durch den Block zu wandern (II = 2 angewittert). Eine ausgebleichmit hellbrauner bis gelblich-weißer Färbung markiert das Ende des festen Stadiums des Granits
te Zone
(II-III = 3 leicht verwittert). Die zersetzte Zone in Verwitterungsgrad III (=4 mittelstark verwittert) besteht
überwiegend aus tonig-schluffigem Material der zerfallenden Begrenzung des Blocks. Dieses Stadium hat
sich in der Praxis als besonders gefährlich herausgestellt, da das Lockermaterial durch einen niedrigen Reibungswinkel gekennzeichnet ist und ein Versagen entlang der noch vorgezeichneten Klüfte erfolgen kann.
Im Verwitterungsgrad IV (= 5 stark verwittert) ist der Granit in ein Gemisch aus sandigem und/oder tonigzersetzt. Im sehr stark verwitterten Granit (V = 6) sind die rostigen Farben
schluffigem Lockermaterial
verschwunden und im völlig verwitterten Granit (VI = 7 Boden–Lockergestein) sind nur noch spärliche Reste des ursprünglichen Granits enthalten.
Abb. 107: Schematische Darstellung der Verwitterung eines Kluftkörpers in Granit nach der Verwitterungsklassifizierung von Tab. 17 (aus SCHOLZ 1999, verändert).
Setzt man die felsmechanischen Kennwerte (hier die einaxiale Druckfestigkeit, Abb. 108) und die Leistungsparameter beim Bohr- und Sprengvortrieb (Bohrgeschwindigkeit, spez. Sprengstoffverbrauch) den Verwitterungsgraden gegenüber (Abb. 109, Abb. 110), so ergeben sich große Streubereiche, die durch die relativ grobe und manuelle Klasseneinteilung der Verwitterungsgrade begründet sind. Die Trendlinien sind für eine
Statistik nicht verwendbar und von einer echten Quantifizierung der Verwitterung kann hier noch nicht gesprochen werden.
Nimmt man statt der ungenau ermittelbaren Verwitterungsgrade die Werte der Trockenrohdichte bzw. die
der Porosität zur Korrelation mit den Werten der einaxialen Druckfestigkeit (zum Teil abgeschätzt aus
Punktlastversuchen) oder mit den Werten der Zerstörungsarbeit, so ergibt sich ein wesentlich ausgeglicheneres Bild (Abb. 111 und Abb. 112). Für das Diagramm der Abb. 112 wurden die Ergebnisse von Zylinderdruckversuchen verwendet, die für den Dichtebereich kleiner 2,53 g/cm3 leider nicht vorlagen. Die zum Vergleich eingeblendete Porositätsskala ist für die Diagramme vereinfachend auf eine Dichte von 2,65 g/cm³ (=
0%) normiert.
4 Fallbeispiele
103
Klassifikation nach ISRM 1978
200
175
Baggervortrieb
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
225
150
125
100
75
50
sehr
hoch
hoch
mittel
25
gering
sehr gering
0
2
3
4
5
6
Verwitterungsgrad
Abb. 108: Einaxiale Druckfestigkeit in Abhängigkeit des Verwitterungsgrades (Maximum/Mittelwert/Minimum).
Bohrgeschwindigkeits-Klassifikation
2.5
Baggervortrieb
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
3.0
2.0
1.5
mittel
gering
41 Abschläge - 4651 Werte
1.0
2
3
4
5
6
Verwitterungsgrad
Abb. 109: Bohrgeschwindigkeit in Abhängigkeit des Verwitterungsgrades (mit Standardabweichung).
Sprengbarkeitsgrade nach Leins & Thum 1970
schwer
1.2
Baggervortrieb
Spez. Sprengstoffverbrauch [kg/m³]
1.4
1.0
0.8
0.6
mittelschwer
leicht
92 Abschläge
0.4
2
3
4
5
6
Verwitterungsgrad
Abb. 110: Spezifischer Sprengstoffverbrauch in Abhängigkeit des Verwitterungsgrades (mit Standardabweichung).
104
4 Fallbeispiele
14
12
Porosität [%]
8
6
10
Klassifikation nach
ISRM 1978
2
4
Einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
225
200
y = 13.9 + exp (17.9·(x-2.31))
yσ(n-1)=26MPa n=81 R2=81%
175
sehr
hoch
150
125
100
Zylinderdruckversuche
& Punktlastversuche
75
hoch
50
mittel
25
gering
sehr gering
0
2.3
2.4
2.5
2.6
Trockenrohdichte [g/m³]
Abb. 111: Einaxiale Druckfestigkeit in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. Porosität (Einzelwerte).
4.5
Zerstörungsarbeit [g/cm³]
500
Porosität [%]
3.5
3.0
4.0
2.5
Klassifikation der
Zerstörungsarbeit
2.0
extrem hoch
y = 123.7 + exp (22.8·(x-2.35))
yσ(n-1)=75kJ/m³ n=30 R2=38%
400
sehr
hoch
300
200
hoch
100
mittel
Zylinderdruckversuche
niedrig/sehr n.
0
2.52
2.54
2.56
2.58
2.60
Trockenrohdichte [g/m³]
Abb. 112: Zerstörungsarbeit in Abhängigkeit der Trockenrohdichte Porosität (Einzelwerte).
14
12
10
Porosität [%]
8
6
Bohrgeschwindigkeit
Klassifikation
4
2
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
3.0
mittel
2.5
Zun
a
Ver hme d
witt
erun er
g
2.0
gering
1.5
y = 8,14 - 2,39· x
yσ(n-1)= 0,14 m/min n=81 R2=63%
1.0
2.2
2.3
2.4
2.5
2.6
2.7
Trockenrohdichte [g/cm³]
Abb. 113: Bohrgeschwindigkeit in Abhängigkeit der Trockenrohdichte bzw. Porosität (Einzelwerte).
4 Fallbeispiele
105
[-]
Wz
Dd
P
ϕ
[kJ/m³]
[g/cm³]
[%]
[ °]
[kN/m²]
1.3
1.8
50
30
40°
30°
35
15
1.8
2.3
30
13
30°
20°
20
10
2.3
2.52
13
5
20°
10°
50
25
VI - 7
Residualboden
Ermittlung von
Kennwerten
nicht möglich
V-6
Vollständig
verwittert
IV - 5
Stark
verwittert
0.5
25
III - 4
Mittelstark
verwittert
25
50
2
5
20
30
8
10
50
100
2.50
2.56
6
3.5
II-III - 3
Leicht
verwittert
50
120
5
15
30
40
10
12
100
150
2.54
2.58
4.5
2.5
II - 2
Angewittert
I-1
Frisch und
unverwittert
120
250
0.05
2
10
20
5
12
10
50
geschätzt
10
25
40
60
12
25
Keine Daten
150
550
2.58
2.62
2.5
1
2.62
2.64
1
0.5
c
Veränderlich festes
Gestein
UCS
SPZ
Lockergestein
E
[GPa]
Nur
Kluft
Ermittlung von
Kennwerten
nicht möglich
Festgestein
Verwitterungs- UCS SPZ
grade
[MPa] [MPa]
geschätzt
Abb. 114: Verwitterungsprofil mit einigen zugehörigen geotechnischen Kennwerten. UCS – einaxiale Druckfestigkeit,
SPZ – Spaltzugfestigkeit, E – Elastizitätsmodul, Wz – spezifische Zerstörungsarbeit, Dd – Trockenrohdichte,
P – Porosität, ϕ – Reibungswinkel, c – Kohäsion (Rahmenscherversuch) ergänzt nach THURO et al. 2000.
V6-7
V6-7
V4-5
V2-3
V4-5
V4-5
V2-3
Ausgebrochener Tunnelquerschnitt
1 Schmale, steilstehende Gänge
2 Gesteinsgang
3 Engständige Kluftschar
4 Steilstehende, mächtige Störungszone
5+6 Flache Störungszonen
bzw. Kluftscharen
Abb. 115: Geologisches Modell der Granitverwitterung im Königshainer Berge Tunnel Projekt mit den Dimensionen
der Kalotte. Verwitterungsgrade siehe Tab. 17 und Abb. 114 (aus SCHOLZ 1999, verändert).
106
4 Fallbeispiele
Durch den nachgewiesenen Zusammenhang zwischen Trockenrohdichte und Festigkeit läßt sich die Bohrgeschwindigkeit auch direkt mit der Trockenrohdichte korrelieren (Abb. 113). Das Ergebnis ist eine gute Signifikanz der errechneten Regressionsgerade und damit eine echte Quantifizierung der Verwitterung bezüglich
der Bohrgeschwindigkeit mit einem Leitparameter.
Abb. 114 gibt eine Übersicht der felsmechanischen und bodenmechanischen Kennwerte innerhalb der verschiedenen Verwitterungsgrade. Verglichen mit der Nomenklatur in HEITFELD 1985 wurden einige Unterschiede hinsichtlich der Beschreibung und Charakterisierung des verwitterten Granitgebirges festgestellt.
Beim Projekt Königshainer Berge wurde die Porosität in Teilbereichen bereits durch die hydrothermale Alteration stark herabgesetzt. Diese Alteration konnte in Form von warmen, wässrigen Lösungen an steilstehenden Störungen aufsteigen und so ein Muster fingerartiger Strukturen erzeugen, in die – nach der Hebung des
Krustenblocks an der Kreide-Tertiärgrenze – die Verwitterung leicht eindringen konnte. Abb. 115 zeigt abschließend das geologische Modell der Verwitterung mit dem Regelprofil der Kalotte und den Verwitterungsstadien („Stage“). Dabei wurde dem Umstand Rechnung getragen, dass für bautechnische Zwecke eine
Zusammenfassung der geringen (2-3), der mittleren (4-5) und der hohen Verwitterungsstufen (6-7) oft ausreichend ist.
4.3.4 Resumée
Das Fallbeispiel dürfte klargemacht haben, dass eine echte Quantifizierung von Gesteins- oder Gebirgseigenschaften sehr arbeitsaufwendig und sicher auch nicht in jedem Fall durchführbar ist. Die im Falle der Verwitterung noch gut herstellbare Verknüpfung mit einem Leitparameter – der Porosität – ist für viele der im Abschnitt 3.1 Quantifizierbare Faktoren von Gestein und Gebirge ab Seite 51 angesprochenen Gebirgseigenschaften nicht so einfach möglich. Noch dazu ist nicht nachgewiesen, ob die Verhältnisse und Korrelationen
aus einem Fallbeispiel auch auf andere geologische Verhältnisse übertragbar sind – sowohl innerhalb der
Gruppe von „Granitgebirgen“, als auch darüber hinaus für andere Gesteins- bzw. Gebirgsgruppen, die beispielsweise andere physikalisch-chemische Verwitterungspfade durchlaufen.
Trotzdem sollte das Augenmerk weiterhin darauf gerichtet sein, echte physikalisch-mechanische Grundzusammenhänge zu erarbeiten. Nur durch die Kenntnis der Prozesse und Resultate ist es möglich, die Abhängigkeiten und Unwägbarkeiten der geologischen Faktoren als ineinandergreifendes System zu erfassen und
Schlussfolgerungen für den Baubetrieb – beispielsweise für die Gebirgslösbarkeit und die Maschinenauswahl
– zu wagen. Dazu ist allerdings auch in Zukunft noch sehr viel Grundlagenforschung notwendig.
4 Fallbeispiele
107
4.4 Harte Komponenten in weicher Matrix: Altenbergtunnel, Idar-Oberstein
(nach THURO & PLINNINGER 1998 a, b, 1999 a, b, THURO 1996 a)
Anhand von zwei Projekten, dem Altenbergtunnel bei Idar-Oberstein und dem Meisterntunnel in Bad Wildbad, soll beispielhaft auf die geologischen Verhältnisse und die Zusammenhänge zwischen geomechanischen
Gesteins- und Gebirgseigenschaften und vortriebsrelevanten Parametern wie Bohrgeschwindigkeit, Fräsbarkeit und Werkzeugverschleiß eingegangen werden. Den Hintergrund bilden Projektdaten aus dem Schönraintunnel, Nantenbacher Kurve bei Würzburg (POSCHER 1994, THURO 1996) und Achbergtunnel, Umfahrung
Unken (LAABMAYR & EDER 1994, THURO 1996). Allen Projekten ist gemeinsam, dass sie ganz oder überwiegend in klastischen Sedimentgesteinen (Ton-Schluffsteinen, Sandsteinen, Fanglomeraten und Konglomeraten) aus dem Perm und dem Buntsandstein liegen. Diesem Gesteinstyp kommt im Untergrund Deutschlands aufgrund seiner weiten Verbreitung eine wichtige Bedeutung zu. Die richtige Einschätzung der geomechanischen Eigenschaften dieser Gesteine könnte damit bei künftigen Projekten helfen, Probleme der Gebirgslösung (d.h. Probleme des Ausbruchs bzw. der Gewinnung) besser zu bewältigen.
Die Problematik der Wahl der richtigen Vortriebsmethode soll am Beispiel des Altenbergtunnels, eines nur
320 m kurzen Straßentunnels, erläutert werden.
4.4.1 Projektbeschreibung und geologische Verhältnisse
Der Altenbergtunnel (320 m) stellt einen Teilabschnitt des Streckenausbaus der Bundesstraße B 41 nach Bad
Kreuznach dar und begradigt die Strecke im Bereich der am östlichen Ortsausgang gelegenen Naheschleife
mit einem Durchstichtunnel. Die Streckenführung beginnt im Westen mit einer neuen innerstädtischen Straßentrasse und führt über eine Brücke direkt in den Altenbergtunnel. Die schwach gekrümmte Tunnelachse
verläuft in etwa West-Ost und mündet am Ostportal in einem Brückenbauwerk, das in einer langen Rampe
auf das ursprüngliche Straßenniveau absinkt. Als Besonderheit ist zu erwähnen, dass annähernd parallel zur
geplanten Trasse im Abstand zwischen 25 m im SW und 100 m im NE ein bereits Ende des letzten Jahrhunderts gebauter Eisenbahntunnel verläuft.
Tab. 18: Wichtige Projektdaten des Altenbergtunnels in Kurzform.
Übersicht
Altenbergtunnel/Idar-Oberstein
Zweck
Begradigung der B 41 (Naheschleife)
Länge
319,5 m, davon 299 m bergmännisch, 72 m max. Überlagerung
Ausbruchsquerschnitt Kalotte ca. 50m², gesamt max. 92 m²
Bauzeit (Vortrieb)
Februar 1989 bis Juli 1989
Bauherr
Bundesrepublik Deutschland, Straßenbauverwaltung Rheinland-Pfalz
Straßenneubauamt Bad Kreuznach
Der Altenberg bei Idar-Oberstein, östlich des Stadtteils Struth gelegen, ist ein schmaler, etwa Nord - Süd
streichender, ca. 340 m hoher Felsrücken, der im Westen, Süden und Osten von der Nahe umflossen wird.
An der Westseite des Altenbergs wurden in der Vergangenheit die Felswände durch die Erosion der Nahe
unterschnitten und es kam zu größeren Felsstürzen. Der frühere Namen des Tunnels „Gefallener Felsen“ ist
auf einen großen Bergsturzblock zurückzuführen, der im Bereich des Westportals lag und vor dem Tunnelanschlag entfernt werden musste. Auf dieser Seite existieren noch Steilwände mit einer mittleren Neigung
von 60°, während die Ostflanke mit einer mittleren Neigung von 30° flacher ausgebildet ist.
Der Altenbergtunnel befindet sich nur wenig südlich des Hunsrücks, im nördlichen Teil des mit klastischen
Rotliegend-Sedimenten und -Vulkaniten gefüllten Saar-Nahe-Troges. An der Oberfläche stehen hier überwiegend Fanglomerate an, die im Allgemeinen ein Streichen von NE - SW aufweisen.
108
4 Fallbeispiele
Abb. 116: Geologisches Übersichtsprofil des Altenbergtunnels mit Lageskizze (THURO 1996).
Unter einem Fanglomerat wird hier ein klastisches Sedimentgestein verstanden, welches in der Regel unter
wüstenhaften Bedingungen in großen Schuttfächern entstanden ist. Typischerweise ist es chaotisch zusammengesetzt: Es wird von Korngrößen von Ton-Schluffgröße bis in den Blockbereich hinein aufgebaut. Und
als fossil gewordener Abtragungsschutt des umliegenden Gebirges besteht es aus ganz unterschiedlichen
Komponenten: Quarziten, Gangquarzen, Porphyren, Basalten und anderen Vulkaniten sowie Schieferbruchstücken (Abb. 117).
4.4.2 Wahl einer wirtschaftlichen Vortriebsmethode
Zur Wahl des wirtschaftlichen Ausbruchsverfahrens wurde zu Beginn des Tunnelvortriebs ein Fräsversuch
mit einer Teilschnittmaschine mit 300 kW Fräsleistung und Querschneidkopf unternommen. Das Ergebnis ist
in Abb. 118 zu sehen: Nach kürzester Zeit waren die Außenmeißel des Fräskopfes abgenutzt – bei gleichzeitig äußerst unbefriedigender Fräsleistung.
4 Fallbeispiele
109
Quarzit
40%
18%
Vulkanite
verwittert
22%
10%
10%
Gangquarz
Vulkanite
frisch
Schiefer
(Waderner Schichten/Idar-Oberstein)
Abb. 117: Gesteinszusammensetzung des Fanglomerats (Rotliegendes der Waderner Schichten).
Abb. 118: Abgenutzte Außenmeißel am Querschneidkopf der Teilschnittmaschine (300 kW Schneidleistung) – weisse
Kontour zeigt die ehemalige Meisselspitze. Fräsversuch in Fanglomeraten der Waderner Schichten.
In Abb. 119 sind die einaxialen Druckfestigkeiten des Gesteins und der Komponenten aufgetragen. Die
Druckfestigkeit des Gesteins (großer grauer Balken) liegt im mittleren Bereich und das Gestein hätte damit
laut Leistungsangabe des Maschinenherstellers gut fräsbar sein müssen. Die hohen Festigkeiten von einzelnen Komponenten jedoch wirkten „wie ein Nagel im Brett unter einem Sägeblatt“. Die Maschine hat sich an
den hochfesten Quarzitgeröllen im wahrsten Sinne des Wortes „die Zähne ausgebissen“.
4 Fallbeispiele
Fanglomerat
110
Quarzite
Gangquarz
Vulkanite
(frisch)
Vulkanite
(verwittert)
0
50
100
150
200
einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
250
Abb. 119: Einaxiale Druckfestigkeiten des Fanglomerats und seiner Komponenten (Punktlastfestigkeiten). Die Quarzite
erreichen Festigkeiten bis 230 MPa! (Rotliegendes der Waderner Schichten).
Das Leistungsdiagramm einer Teilschnittmaschine mit 300kW installierter Leistung, d.h. die Schneid- oder
Fräsleistung in Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit ist in Abb. 120 gegeben. Je nach Ausbildung des
Gebirges, vor allem der Trennflächen, können ganz unterschiedliche Fräsleistungen erzielt werden. Das Gebirge im Altenbergtunnel war - und das dürfte ein ganz wesentlicher Punkt sein - weitestgehend frei von mechanisch wirksamen Trennflächen. In Abb. 74 auf Seite 75 (Abschnitt 3.3.2) ist der Einfluss des Trennflächengefüges detailliert dargestellt. Bei gleicher Druckfestigkeit des Gesteins werden Fräsleistungen von bis
zu 100% Spannweite erreicht. Maßgebend für hohe Fräsleistungen sind dabei Trennflächenabstände in der
Größenordnung des Fräskopfes – also kleiner als etwa 60 cm. Erst dann ist die Maschine in der Lage, ganze
Kluftkörper oder Teile davon aus dem Gebirgsverband zu lösen und die Leistung steigt fast linear an. Die
Gesteinseigenschaften sind dann nicht mehr maßgebend für die Löseleistung. Da Fanglomerate und Konglomerate im Perm und Buntsandstein sehr häufig massig (bis massig gebankt) auftreten, dürfte dies auch bei
zukünftigen Projekten ein beachtenswertes Kriterium sein.
Im Falle des Altenbergtunnels musste der Vortrieb konventionell mit Bohren und Sprengen erfolgen. Die
spezifischen Probleme, die bei dieser Vortriebsmethode auftraten, sind im nächsten Abschnitt beschrieben.
140
maximale Leistungskurve
hohe Klüftigkeit, günstige
Orientierung der Klüfte
120
mittlere Leistungskurve
100
minimale Leistungskurve
geringe Klüftigkeit, ungünstige Orientierung der Klüfte
80
20
35 m3/h
40
100 m3/h
60
20 m3/h
einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
160
300 kW-Teilschnittmaschine
300 kW TSM
0
0
50
100
Fräsleistung [m3/h]
150
200
Abb. 120: Fräsleistungsdiagramm einer Teilschnittmaschine mit 300 kW installierter, elektrischer Leistung in Abhängigkeit der einaxialen Druckfestigkeit. Gestrichelt eingezeichnet sind die maximalen, mittleren und minimalen Schneidleistungen bei einer Druckfestigkeit des Gesteins von 50 MPa.
4 Fallbeispiele
111
4.4.3 Einfluss der Verwitterung auf den Bohr- und Sprengvortrieb
Im Folgenden soll der Einfluss der Verwitterung auf die Bohrarbeiten demonstriert werden (nach THURO
1996 a). Bei der Auffahrung des Altenbergtunnels ergaben sich dabei spezifische Probleme und Bohrerschwernisse, die nachfolgend beschrieben werden.
Die meisten vulkanischen Bestandteile des bereits beschriebenen Fanglomerats waren an der gerade freigeschutterten Ortsbrust bereits stark entfestigt und durch den Kontakt mit dem Wasser der Bohrspülung aufgeweicht. Einzelne Stücke auf der Kalottensohle waren sogar zu einem körnigen Brei zerfallen. Bei etwa der
Hälfte der Vulkanite konnte mit dem Messer ohne größeren Kraftaufwand ein bis 5 mm tiefer Schnitt ausgeführt werden. Charakteristisch war häufig ein, die stärker entfestigten Gerölle umgebender, weißer bis gelber
Saum von besonders geringer Festigkeit. Die Menge des entfestigten Materials kann im Gebirge nur sehr
schlecht abgeschätzt werden; überschlagsmäßig beträgt ihr Anteil etwa 20%, stellenweise aber auch deutlich
mehr.
Die einaxialen Druckfestigkeiten der frischen Gerölle lagen deutlich über 50 MPa (bis fast 100 MPa), die
einaxialen Druckfestigkeiten der entfestigten Vulkanite sanken bis unter die Messbarkeitsgrenze. Mit dem
Pulver-Quellversuch konnte die Quellfähigkeit der verwitterten Vulkanite nachgewiesen werden, die im Mittel mit „hoch“ (entsprechend ca. 15% - 20% Ca-Montmorillonit-Gehalt Abb. 121) angegeben werden kann.
Die Röntgendiffraktometeranalyse wies Tonminerale der Smektit-Gruppe als Ursache des Quellvermögens
aus.
Quellfähigkeit
verwitterte Vulkanite
40
Stat. 100 m
Quellhebung [%]
30
20%
Stat. 260 m
Stat. 35 m
20
10%
5%
10
0%
äquivalenter Ca-Montmorillonit-Anteil
30%
sehr hoch
hoch
mittel
gering
keine
0
0
5
10
15
20
25
30
Zeit [Stunden]
Abb. 121: Quellfähigkeit der verwitterten, vulkanischen Komponenten des Fanglomerats (mittels Pulverquellversuch
nach THURO 1993, aus THURO 1996 a).
Zusammenfassend kann gesagt werden, dass im Altenbergtunnel höchst ungewöhnliche Gebirgsverhältnisse
vorlagen. Zum einen waren wesentliche Teile der vulkanischen Gerölle völlig zu einem Material umgewandelt, das bei Wasserzutritt zu einem tonigen, weichen Grus zerfällt. Andererseits gehören die Quarzite und
Milchquarze zu den besonders harten und zähen bzw. harten Gesteinen. Das Nebeneinander dieser extrem
harten Gesteine und der weichen, tonigen Partien ergab so einen ausgesprochen hohen Härteunterschied, der
das Bohren und Besetzen der Sprenglöcher nachhaltig bestimmte (Abb. 122).
Im Altenbergtunnel kam ein dieselangetriebener, elektro-hydraulischer Bohrwagen der Firma Atlas-Copco
vom Typ Boomer H 135 mit zwei Bohrarmen und einer Hebebühne zum Einsatz. Als Bohrhammer fand der
COP 1238 ME Verwendung. Für das Herstellen der Sprenglöcher wurden Stiftbohrkronen verschiedener
Fabrikate des Durchmessers 45 mm anfangs mit 6, später mit 7 Hartmetalleinsätzen verwendet.
Der hohe Härteunterschied der extrem harten Gesteinskomponenten Quarzit und Milchquarz gegenüber den
entfestigten, vulkanischen Geröllen führte beim Abbohren der Ortsbrust zu einer Reihe von Erschwernissen.
112
4 Fallbeispiele
Da die extrem harten Quarzite und Milchquarze mit vollem Schub durchfahren werden mussten, war es unvermeidlich, dass nach dem Durchbohren der harten Komponenten die weichen Partien aus umgewandelten,
vulkanischen Geröllen mit Vollschub angefahren wurden, wobei es laufend zum Festfahren der Bohrer und
des öfteren auch zum Verstopfen deren Spülöffnungen kam. Waren die Spülöffnungen in der Bohrstange oder in der Bohrkrone einmal verstopft, mussten diese ausgewechselt, aus dem Tunnel heraustransportiert und
in der Werkstätte mit Druckluft ausgeblasen und gereinigt werden.
Vergleich Kalkulation - Bauausführung
Kalkulation
Bauausführung
2,5 m/min
1,3 m/min
Abschlagstiefe
2,50 m
2,63 m
Nettobohrzeit
60 sec
121 sec
100 Löcher
130 Löcher
Bruttobohrzeit
62 min
167 min
Nachlauf Laden
20 min
102 min
Dauer pro Abschlag
4,2 Std.
8,4 Std.
5,3 Abschl./Tag
2,9 Abschl./Tag
13,3 m/Tag
7,6 /Tag
Bohrgeschwindigkeit
Differenz in Prozent
bezogen auf Kalkulation
Anzahl der Sprenglöcher
Abschläge pro Tag
mittlere Vortriebsleistung
-50%
0
100
200
400%
300
Differenz in %
Kalkulation
Bauausführung
Sichern 157 min
Sichern 67 min
31%
27%
25%
36%
Schuttern
90 min
8%
Nachlauf Laden
20 min
Bohren
62 min
33%
33%
16%
Schuttern
79 min
20%
Nachlauf Laden
102 min
Bohren
167 min
(Dauer in Minuten pro Abschlag)
Abb. 122: Vergleich Kalkulation - Bauausführung und Einfluss der verlängerten Nettobohrgeschwindigkeiten auf die
Bohrzeit. Langwieriges Beräumen und Nachbohren von Sprenglöchern hat den Nachlauf Laden sogar verfünffacht.
Weiterhin kam es beim Anbohren der harten Komponenten zu einer Auflockerung der Quarzite und Milchquarze in dem sich plastisch verformenden, umgebenden Material. Das Verklemmen von Bohrstangen durch
Nachbrüche im Bohrloch von aufgelockerten, harten Komponenten und von hereindrängendem, weichem
Material machte oft ein mehrmaliges Zurückziehen und Nachbohren nötig. Das wiederholte Aufbohren, aber
auch die weichen Partien ergaben in den Bohrlöchern bereichsweise wesentlich vergrößerte und ungleichmäßige Durchmesser. Typisch war dabei auch, dass durch das ausgespülte, tonige Material das Spülwasser
des Bohrers immer wieder intensiv rot und braun gefärbt wurde. Das Zufallen von Bohrlöchern nach dem
Herausziehen der Bohrstangen erforderte häufig ein Auskratzen oder sogar ein Nachbohren derselben. Nachfälle in den Bohrlöchern während des Ladens erschwerten und verlängerten das Besetzen der Sprenglöcher;
4 Fallbeispiele
113
vereinzelt war während der Ladearbeiten ein erneutes Nachbohren notwendig. Die angesprochenen Erschwernisse verlängerten also sowohl die Einzelbohrzeiten als auch die gesamte, zum Abbohren der
Ortsbrust benötigte Zeit (Abb. 122). Ferner kam es zu einer erheblichen Verzögerung der Ladezeiten.
Im vorliegenden Beispiel halbierte sich die tatsächliche Vortriebsleistung bei der Bauausführung gegenüber
der Kalkulation. Die Hauptursachen können folgendermaßen umrissen werden:
Halbierung der Bohrgeschwindigkeit gegenüber der Kalkulation durch den hohen Härteunterschied der
Gesteinskomponenten und die Quellfähigkeit der verwitterten vulkanischen Komponenten.
Erhöhung der erforderlichen Anzahl der Sprenglöcher um 30% durch die Dämpfungswirkung des verwitterten Gebirges. Der spezifische Sprengstoffverbrauch war ungewöhnlich hoch (1,5 bis 2,3 kg/m³, im
Mittel 1,9 kg/m³, schwer schiessbar).
114
4 Fallbeispiele
4.5 Härtlingslagen in Sandsteinen: Meisterntunnel, Bad Wildbad
(nach PLINNINGER & THURO 1999, PLINNINGER 1997, THURO & PLINNINGER 1999 a, 1998 a, b, c)
4.5.1 Projektbeschreibung und geologische Verhältnisse
Der Heilkurort Bad Wildbad im Schwarzwald, der auf eine über 600 Jahre alte Kurtradition zurückblicken
kann, liegt im Herzen des Nordschwarzwaldes, etwa eine halbe Autostunde südlich von Pforzheim (BadenWürttemberg). Die Enge des rund 300 m tief eingeschnittenen Tales der Großen Enz führt dazu, dass im Ort
selbst die Interessen von Individualverkehr und ruhesuchendem Kurgast auf engstem Raum kollidieren. Zur
Verbesserung des Kurambientes wurde bereits in den frühen 60er Jahren das Konzept einer immissionsverringernden Teilortsumfahrung geboren. Im September 1994 wurde mit dem NÖT-Vortrieb des 1338 m langen, bergmännischen Abschnitts des innerstädtischen Entlastungstunnels begonnen. Der Mitte 1997 dem
Verkehr übergebene Meisterntunnel umfährt heute den Kurort in einer insgesamt 1684 m langen Schleife
(Abb. 123, vgl. PLINNINGER 1997, PLINNINGER & THURO 1999, verändert).
Im Rahmen der Projektuntersuchungen konnte zunächst eine Diplomarbeit erfolgreich abgeschlossen (PLINNINGER 1997) und eine Dissertation vergeben werden (PLINNINGER 2002).
Tab. 19: Wichtige Projektdaten des Meisterntunnels in Kurzform.
Übersicht
Meisterntunnel/Bad Wildbad
Zweck
Ortsumfahrung der L 350
Länge
1684 m, davon 1338 m bergmännisch
Ausbruchsquerschnitt Kalotte ca. 45 m2, Größter Gesamtquerschnitt (Lüfterkaverne) bis
140 m2
Bauzeit (Vortrieb)
September 1994 bis Oktober 1996
Bauherr
Stadt Bad Wildbad
Abb. 123: Geologisches Übersichtskarte von Bad Wildbad mit Lage des Meisterntunnels (aus PLINNINGER & THURO
1999, nach PLINNINGER 1997, verändert).
4 Fallbeispiele
115
Abb. 124: Schematische Schichtsäule der beim Vortrieb angetroffenen Schichtfolge (aus PLINNINGER 1997, verändert).
Abb. 125: Geologisches Übersichtsprofil des Meisterntunnels (aus PLINNINGER & THURO 1999, nach PLINNINGER 1997,
verändert).
116
4 Fallbeispiele
Die dabei angetroffenen klastischen Sedimente sind zeitlich ins Perm (Oberes Rotliegend – Zechstein, Abb.
124) einzuordnen und stellen den Abtragungsschutt des darunterliegenden variszischen Grundgebirges dar
(Abb. 125). Die äußerst wechselhaften geomechanischen Eigenschaften der einzelnen Schichtglieder sind
dabei ursächlich mit deren Genese verknüpft: Es handelt sich – wie schon beim Altenbergtunnel – um terrestrische Bildungen, die unter wüstenhaften Bedingungen in Schuttfächern („alluvial fans“) abgelagert wurden. Die dabei ständig wechselnden und sehr kleinräumigen Ablagerungsverhältnisse führten dazu, dass sich
innerhalb weniger Meter mächtige Lagen mürber, tonig gebundener Fanglomerate mit festen TonSchluffsteinen und unterschiedlich gut zementierten Sandsteinen abwechseln. Das granitische Ausgangsmaterial dieser Schichten bedingte dabei Quarzgehalte von bis über 75%.
Unerwarteterweise wurde bei den Vortriebsarbeiten ein sog. „Karneoldolomithorizont“ angefahren, dessen
Vorkommen im Projektgebiet bis dahin unbekannt war. Dieser Horizont setzte sich aus zahlreichen, bis zu
mehreren Dezimetern mächtigen Konkretionslagen zusammen, in denen sowohl dolomitisches, als auch calzitisches und silikatisches Bindemittel nachgewiesen werden konnte. Der namensgebende, porzellanfarbige
„Karneol“ (kryptokristalliner Quarz) trat eher selten in mm-dünnen Schlieren auf. Das REM-Photo einer
Probe aus dem Karneoldolomithorizont (Abb. 126) gibt einen Eindruck von dem extrem dichten Gefüge, das
zu einaxialen Druckfestigkeiten von bis zu 150 MPa führte. Auch dieser Karneoldolomithorizont ist unter
wüstenhaften Bedingungen als Kalkkruste an der Oberfläche gebildet worden. Bei der Dokumentation zeigte
sich, dass das Gebirge über weite Bereiche frei von ausgeprägten Kluftflächen war.
Abb. 126: Rasterelektronenmikroskop-Aufnahme einer Probe aus dem Karneoldolomithorizont. Eine relativ große, gerundete Quarzklaste ist in der extrem dichten, überwiegend dolomitischen Matrix eingebettet. Bildbreite etwa
1,6 mm (THURO & PLINNINGER 1998 a, b).
4.5.2 Einflüsse auf die Wahl des Vortriebsverfahrens
Während der gesamten Bauarbeiten für den Umfahrungstunnel musste der Kurbetrieb in den unmittelbar benachbarten Einrichtungen auch weiterhin in gewohnter Weise abgewickelt werden. Bei der Wahl des geeigneten Vortriebsverfahrens floss daher - neben der Vortriebsleistung - auch der bestmögliche Immissionsschutz in die Überlegungen mit ein. Ein Vortrieb mit Teilschnittmaschine schien unter den gegebenen Umständen am geeignetsten, so dass von der bauausführenden ARGE eine Teilschnittmaschine vom Typ Paurat
E 242 B mit 300 kW installierter Schneidleistung für den Einsatz vorgesehen wurde. Nach der Endmontage
vor Ort wurden im Dezember 1994 mehrere untertägige Fräsversuche durchgeführt, die jedoch - selbst nach
Verbesserungen am Längsschneidkopf - nur geringe Schneidleistungen von rund 13 m³ (fest) pro Stunde ergaben. Die Teilschnittmaschine wurde daraufhin aus dem Vortrieb genommen und statt dessen ein konventioneller Bohr- und Sprengvortrieb durchgeführt.
4 Fallbeispiele
117
Ursachen
Obwohl die durchschnittlichen Druckfestigkeiten in den hier dargestellten Sandsteinen und Fanglomeraten
bei etwa 59 MPa liegen, ergaben die Untersuchungen, dass in weiten Bereichen (in denen auch die Fräsversuche durchgeführt worden waren) tatsächlich Druckfestigkeiten von rund 90 bis 150 MPa auftraten (Abb.
127).
20
Durchschnitt
Punktlastversuche
Häufigkeit [%]
Fanglomerate & Sandsteine
15
874 Werte - Mittel 59 MPa
10
Typisch für schwer
fräsbare Lagen
5
0
20
40
60
80
100
120
140
Druckfestigkeitsklassen [MPa]
Abb. 127: Häufigkeitsdiagramm von Punktlastversuchen in permischen Fanglomeraten und Sandsteinen des Meisterntunnels.
Nach Auswertung der Ergebnisse wurde deutlich, dass das ungünstige Zusammenspiel von hohen bis sehr
hohen Gesteinsdruckfestigkeiten (bis 150 MPa im Karneoldolomithorizont, bis 90 MPa in pzR4Feinfanglomeraten und pzR5 Ton-Schluffsteinen) und einem nahezu ungeklüfteten und ungeschichteten Gebirgsverband den Einsatz der Teilschnittmaschine hatte unwirtschaftlich werden lassen (Abb. 128).
einaxiale Druckfestigkeit [MPa]
160
140
hohe Gesteinsdruckfestigkeit
massiges Gebirge
120
100
80
60
40
20
13 m³/h
Paurat E 242B (300 kW)
0
unwirtschaftliche
0
Schneidleistung
50
100
Fräsleistung [m3/h]
150
200
Abb. 128: Fräsleistungsdiagramm der Teilschnittmaschine E 242B. Die geomechanischen Eigenschaften des angetroffenen Gebirges führten zu einer nicht wirtschaftlichen Fräsleistung von etwa 13 m3/h.
118
4 Fallbeispiele
4.5.3 Einfluss auf den Bohr- und Sprengvortrieb
Nachdem man auf einen konventionellen Vortrieb umgestellt hatte, verlief der weitere Vortrieb problemlos.
Zum Einsatz kam ein Bohrwagen vom Typ Atlas-Copco Rocket Boomer 352 mit zwei Bohrlafetten, die mit
jeweils einem Bohrhammer COP 1440 T05 bestückt waren. Auch den hohen Anforderungen, die die Unterfahrung einer in Betrieb befindlichen Kurklinik bei einer äußerst geringen Felsüberlagerung von nur etwa 15
m stellte, wurde diese Vortriebsweise dank sprengtechnischer Maßnahmen und ständiger Überwachung gerecht (Einen ausführlichen Bericht zur Sprengtechnik bringt ARNOLD 1995). Die weiterhin baubegleitend
durchgeführte ingenieurgeologische Dokumentation erbrachte jedoch zahlreiche Ergebnisse, die nicht in das
bekannte Schema zu passen schienen.
Bohrgeschwindigkeit
Üblicherweise besteht zwischen der Bohrgeschwindigkeit, die ein Bohrgerät erreicht und den geomechanischen Gesteinseigenschaften ein enger Zusammenhang. Die Zerstörungsarbeit stellt dabei ein hochsignifikantes Maß für die zu erwartende Bohrleistung dar. In Abb. 129 ist dieser Zusammenhang dargestellt
(durchgezogene Kurve) und die Daten, die im Meisterntunnel ermittelt wurden, eingetragen (gestrichelte Gerade).
Im Falle des Meisterntunnel-Vortriebes liegen die ermittelten Punkte jedoch so weit außerhalb der bisher bekannten Daten, dass weder die natürliche Wertestreuung, noch Messfehler eine Erklärung liefern konnten.
Ein ebenfalls ungewöhnliches Phänomen war die differierende Bohrgeschwindigkeit zweier baugleicher, jedoch unterschiedlich stark abgenutzter Bohrkronen, die auf identischen Bohrhämmern eingesetzt wurden.
Entgegen der Erwartungen erzielten Bohrkronen, die bereits seit mehreren Abschlägen eingesetzt wurden,
erheblich höhere Bohrgeschwindigkeiten als fabrikneue Kronen. Daraufhin wurde die Verschleißform der
Bohrkronen einer eingehenden Analyse unterzogen.
Bohrgeschwindigkeit
5,0
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
4,5
sehr hoch
Bad Wildbad
4,0
3,5
hoch
3,0
2,5
mittel
2,0
1,5
gering
bisherige Tunnelprojekte
1,0
0,5
sehr gering
20 kW-Bohrhammer
0,0
0
100
200
300
400
500
Zerstörungsarbeit [kJ/m3]
Abb. 129: Zusammenhang von Bohrgeschwindigkeit und Zerstörungsarbeit für bisher untersuchte Tunnelprojekte
(durchgezogene Linie) und das Projekt Meisterntunnel/Bad Wildbad (gestrichelte Linie).
Bohrkronenverschleiß
Bei der Begutachtung der Verschleißform der Stiftbohrkronen stellten sich ungewöhnliche Formen des
Werkzeugverschleißes heraus: Generell handelte es sich um einen für weniger harte Sandsteine typischen
Verschleiß des Werkzeugträgermaterials (Verschleißtyp 2, vgl. Abb. 17 auf Seite 16). Das Ungewöhnliche
bei diesem Projekt war jedoch eine trompetenförmige Erweiterung der an der Stirnseite der Krone austretenden Spüllöcher (Typ 2b). Wie die Schnitte (Abb. 130) zeigen, ging dies bei 8-Stift-Kronen bis hin zur völligen Abtragung des Kronenzentrums (Typ 2c). Bei allen Kronen führte dieser Effekt sehr frühzeitig zum Verlust der zentralen Hartmetallstifte.
4 Fallbeispiele
119
Dieser – bisher tatsächlich nur am Meisterntunnel beobachtete Effekt – bot aber auch eine Erklärung für all
die bisher beschriebenen Phänomene. Heute sind wir der Ansicht, dass diese „von innen angreifende“ Abrasion der Spüllöcher durch feinstkörnige Quarzpartikel verursacht wurde, die im Spülwasser mitgeführt wurden. Als Spülwasser wurde beim Vortrieb ausschließlich Tunnelsickerwasser verwendet, das in offenen Gerinnen abgeleitet wurde. Hier konnte sich feiner Quarzstaub niederschlagen, der z.B. beim Sprengen entstanden war und durch den Fahrzeugverkehr ständig wieder aufgewirbelt wurde. Durch die Erweiterung der
Spülöffnungen könnte sich das Spülsystem soweit verbessert haben, dass sich in den überwiegend tonig gebundenen Sedimenten tatsächlich verbesserte Bohrleistungen ergeben konnten. Als negative Folge dieses
nicht nur von Seiten des Gebirges, sondern zusätzlich auch von Innen, also von der Bohrkrone bzw. von den
Spülkanälen heraus angreifenden Verschleißvorgangs sank jedoch auch die Standzeit der Einzelbohrkronen
auf knapp 500 m/Krone (Abb. 131).
Abb. 130: Typische Verschleißformen von Stiftbohrkronen ∅ 45mm aus dem Meisterntunnel-Vortrieb. Vor allem bei
der 8-Stift-Krone (links) wird die besonders große trompetenförmige Erweiterung der zentralen Spülöffnungen deutlich.
Verschleiß
2500
2000
Standzeit [m/Krone]
sehr gering
Sandsteine
gering
"Hauptast"
1500
mittel
1000
Fanglomerate
hoch
500
sehr hoch
483 m/Krone
Ø 64 %
0
0
20
40
60
äquivalenter Quarzanteil [%]
80
extrem hoch
100
Abb. 131: Bohrkronenverschleiß in Abhängigkeit des äquivalenten Quarzanteils in Sandsteinen und Fanglomeraten.
Der in den Gesteinen des Meisterntunnels ermittelte äquivalenter Quarzanteil ist als schwarzer Punkt eingetragen (Sandsteine), der für diese Gesteine ermittelte Schätzwert als grauer Punkt auf dem Sandstein-Ast.
120
4 Fallbeispiele
4.5.4 Verschleißcharakteristik von Fanglomeraten und Sandsteinen
Welche Auswirkungen können nun die Gesteinseigenschaften auf den Verschleiß der Werkzeuge haben? Es
stellt sich beispielsweise die Frage, ob diese groben Fanglomerate nur wie grobkörnige Sandsteine einzuschätzen sind, oder ob sie eine eigenständige Gesteinsgruppe mit eigenen felsmechanischen und technischen
Eigenschaften darstellen.
Verschleiß
2500
Sandsteine
Standzeit [m/Krone]
2000
ste
Po ige
ro nd
sit e
ät
"Hauptast"
1500
sehr gering
gering
mittel
1000
hoch
Fanglomerate
500
sehr hoch
extrem hoch
0
0
20
40
60
äquivalenter Quarzanteil [%]
80
100
Abb. 132: Bohrkronenverschleiß (als Standzeit) in Abhängigkeit des äquivalenten Quarzanteils in Sandsteinen und
Fanglomeraten. Schattiert dargestellt ist der gesamte Hauptast.
(4) Totalausbruch
(3) Sprödbruch
Fanglomerate
(2) Trägerverschleiß
(5) Totalverschleiß
(6) Schaftbruch
(1) Normaler Verschleiß
(2) Trägerverschleiß
(3) Sprödbruch
(4) Totalausbruch
Sandsteine
(1) Normaler Verschleiß
(5) Totalverschleiß
(6) Schaftbruch
Abb. 133: Verschleißcharakteristik von Bohrkronen in Fanglomeraten und Sandsteinen. Verschleißtypen siehe Abb. 17
auf Seite 16.
4 Fallbeispiele
121
In Abb. 132 ist der Bohrkronenverschleiß gegen den äquivalenten Quarzanteil aufgetragen. Es sind zwei unterschiedliche Äste in dem Diagramm abgebildet: einer für die Fanglomerate und den Hauptast aller Gesteine
sowie ein zweiter für die Sandsteine. Obwohl beide Gesteinsfamilien sich prinzipiell nur in der Korngröße
unterscheiden, liegt der Verschleiß bei den Fanglomeraten wesentlich höher, ausgedrückt durch eine wesentlich niedrigere Standzeit der Bohrkronen. Vergleicht man die Verschleißcharakteristik beider Gesteinsfamilien (siehe Abb. 17 auf Seite 16), so wird der Unterschied deutlich: Während bei den Sandsteinen der Verschleiß des Trägermaterials der Bohrkrone (Typ 2 Trägerverschleiß) durch die scheuernde Wirkung des
Quarzsandes überwiegt, stehen bei den Fanglomeraten Brüche der Hartmetallstifte im Vordergrund (Typ 2
Sprödbruch, Typ 4 Totalausbruch).
Hier kommt also der Maßstabseffekt voll zur Wirkung:
Die Komponentengrößen in einem Fanglomerat liegen in etwa in der gleichen Größenordnung
wie der Durchmesser des bearbeitenden Werkzeugs und führen daher zu einem vorzeitigen Verschleiß der Widia-Stifte durch Hartmetallbrüche.
Die Körner in einem Sandstein sind klein gegenüber den Hartmetallstiften des bearbeitenden
Werkzeugs und führen zu einer schleifenden Abnutzung der Krone.
Die groben Komponenten in den Fanglomeraten dominieren also die Eigenschaften bezüglich des Verschleißes bei der Gebirgslösung. Daneben ist offensichtlich die Porosität des Gesteins von ausschlaggebender Bedeutung.
4.5.5 Einfluss der Porosität vor dem Hintergrund von vier Tunnelprojekten
Im Falle des Meisterntunnels greifen technische und geologische Ursachen eng ineinander und erzeugen so
einen synergetischen Effekt. Als Ursache für die besonders gute Lösbarkeit der Fanglomerate und mürben
Sandsteine des Wildbader Vortriebs durch den verstärkten Wasserstrahl ist das überwiegend tonige Bindemittel in diesen speziellen klastischen Sedimentgesteinen.
Auffällig bei der Gesteinsansprache der Sandsteine war die wechselnde Porosität und die ganz offensichtlich
davon abhängige Festigkeit, die schon mit den Händen bzw. dem Geologenhammer getestet werden konnte.
Daher wurde bei allen Projekten neben den üblichen felsmechanischen Kennwerten das Porenvolumen (Porenraum) über den Wasseraufnahmeversuch und die Trockenrohdichte bestimmt. Zusätzlich wurden die Proben unter dem Rasterelektronenmikroskop analysiert, um einen räumlichen Eindruck der Porosität zu gewinnen und die Zusammensetzung des Bindemittels zu ermitteln.
Der Unterschied zwischen geringer und großer Porosität wird in den Rasterelektronenmikroskop-Fotos der
Abb. 134 bis Abb. 137 deutlich. Beim Ton-Schluffstein der Abb. 134 besteht die Matrix zwar nur aus Tonmineralen, jedoch ist das Porenvolumen durch die extrem dichte Lagerung sehr gering. Möglicher Grund
dürfte die ehemals hohe Überlagerung von bis zu 1,3 km mesozoischer Sedimentgesteine sein und das sekundäre Zuwachsen der verbliebenen Porenhohlräume mit Silikat und Dolomit. In Abb. 135 ist eine
kompakte, dolomitische Konkretion des Karneoldolomithorizontes mit einem sehr dichten Gefügeverband
aus überwiegend Dolomit, Tonen bzw. Glimmer und wenigen eingebetteten, großen Quarzsandkörnern zu
sehen. Bei Abb. 136 ist ein insgesamt lockeres Gefüge mit einem überwiegend tonigen, untergeordnet
silikatischen Bindemittel sichtbar (Feinsandstein). Die höchste Porosität ist in Abb. 137 zu erkennen. Das
lockere Gefüge entsteht durch grobe Granitbruchstücke und das dazwischen auftretende, überwiegend
tonige, untergeordnet silikatische Bindemittel.
Die Abhängigkeit der technischen Kennwerte Bohrgeschwindigkeit und Bohrkronenstandzeit vom Porenvolumen wird in den nachfolgenden Diagrammen deutlich. Die zusätzlichen Werte stammen aus den Projekten
Schönraintunnel (Nantenbacher Kurve bei Würzburg) und Achbergtunnel (Umfahrung Unken, Land Salzburg) und sind in THURO 1996 detailliert beschrieben.
Sowohl die Standzeit der Bohrkronen als auch die Bohrgeschwindigkeit (Abb. 138) steigen mit zunehmender
Porosität. Die Trockenrohdichte, die in etwa dem nutzbaren Porenvolumen entspricht, wurde als zweite xAchse aufgetragen. Auch die Werte von einaxialer Druckfestigkeit, Spaltzugfestigkeit, Elastizitätsmodul und
Zerstörungsarbeit nehmen dabei überproportional mit sinkendem Porenvolumen zu (Abb. 139 und Abb.
140). Die angegebenen Regressionskurven sind allerdings wegen der geringen Anzahl der Werte nur als generelle Trends zu werten, nicht als statistisch gesicherte Gesetzmäßigkeiten. Trotzdem lassen die hohen Wer-
122
4 Fallbeispiele
te des Bestimmtheitsmaßes den Schluss zu, dass es sich hierbei nicht um eine zufällige Abhängigkeit handelt.
Abb. 134: Ton-Schluffstein. Tonstein, in dem die extrem
dichte Matrix nur aus Tonmineralen besteht. Geringe Porosität. Untere Bildkante 0,3 mm.
Abb. 135: Karneol-Dolomit. Sehr dichter Gefügeverband
aus überwiegend Dolomit, Tonen bzw. Glimmer und wenigen eingebetteten, großen Quarzsandkörnern (Bildmitte).
Geringe Porosität. Untere Bildkante 1,6 mm.
Abb. 136: Feinsandstein. Quarzsandstein mit tonigem Bindemittel in mitteldichtem Gefügeverband. Mittlere Porosität. Untere Bildkante 0,3 mm
Abb. 137: Granitfanglomerat. Überwiegend toniges, untergeordnet silikatisches Bindemittel mit insgesamt lockerem
Gefüge. Hohe Porosität. Untere Bildkante 0,4 mm.
2,1
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,2
2,3
2,4
2,5
Bohrgeschwindigkeit
2,6
Bohrgeschwindigkeit [m/min]
6
toniges
Bindemittel
5
hoch
3
steig
Por ende
ositä
t
mittel
gering
silikatisches
Bindemittel
1
sehr
gering
0
25
20
15
10
Porenvolumen [%]
5
0
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,2
2,3
2,4
2,1
2,5
2,6
Verschleiß
2000
toniges
Bindemittel
sehr
hoch
4
2
2
Standzeit [m/Krone]
2
gering
1500
mittel
1000
ste
Po igend
ros
e
ität
500
silikatisches
Bindemittel hoch
sehr hoch
extrem h.
0
25
20
15
10
5
0
Porenvolumen [%]
Abb. 138: Einfluss der Porosität von Sand- und Tonschluffsteinen auf die Bohrgeschwindigkeit und den Bohrkronenverschleiß im Schönraintunnel, Nantenbacher Kehre und Achbergtunnel, Unken (THURO 1996 a).
4 Fallbeispiele
123
Trockenrohdichte [g/cm3]
2
2,1
2,2
2,3
2,4
Trockenrohdichte [g/cm3]
Druckfestigkeit
2,5
2,6
2
nach ISRM
120
Kurvengleichung y=a+b⋅ln x
2,3
2,4
2,5
2,6
80
8
hoch
60
mittel
40
10
SPZ [MPa]
UCS [MPa]
2,2
Kurvengleichung y=a+b⋅ln x
sehr hoch
100
20
2,1
12
6
4
Tonschluffstein
Tonschluffstein
yσ(n-1)= 8,1 MPa
n=8 R2=95%
2
niedrig
yσ(n-1)= 1,3 MPa
n=8 R2=87%
sehr niedrig
0
0
25
20
15
10
5
0
25
20
15
Porenvolumen [%]
10
5
0
Porenvolumen [%]
Abb. 139: Druck- und Spaltzugfestigkeit von Sand- und Tonschluffsteinen, aufgetragen gegen das Porenvolumen im
Schönraintunnel, Nantenbacher Kehre und Achbergtunnel, Unken (nach THURO 1996 a).
Trockenrohdichte [g/cm3]
2
2,1
2,2
2,3
2,4
Trockenrohdichte [g/cm3]
2,5
2,6
2
35
Kurvengleichung y=a+b⋅ln x
2,2
2,3
2,4
2,5
2,6
Kurvengleichung y=a+b⋅ln x
Zerstörungsarbeit Wz [kJ/m3]
30
Elastizitätsmodul [GPa]
2,1
250
25
20
15
Tonschluffstein
10
yσ(n-1)= 4,1 GPa
n=8 R2=83%
5
0
200
150
100
50
Tonschluffstein
yσ(n-1)= 29,6 kJ/m3
n=8 R2=83%
0
25
20
15
10
Porenvolumen [%]
5
0
25
20
15
10
Porenvolumen [%]
5
0
Abb. 140: Elastizitätsmodul und Zerstörungsarbeit von Sand- und Tonschluffsteinen, aufgetragen gegen das Porenvolumen im Schönraintunnel, Nantenbacher Kehre und Achbergtunnel, Unken (nach THURO 1996 a).
Der Einfluss des Porenvolumens läßt sich unter dem Rasterelektronenmikroskop eindrucksvoll belegen. Alle
untersuchten Sandsteine waren - zumindest ursprünglich - silikatisch gebunden. Eine tonige Bindung trat nur
bei den Tonschluffsteinen und sekundär bei einem mürben, entfestigten Sandstein aus einer Störungszone
(Schönraintunnel, Nantenbacher Kehre) auf.
4.5.6 Resumée
Für das Projekt „Meisterntunnel Bad Wildbad“ läßt sich also zusammenfassend aussagen:
Die härtesten Partien im Gebirge und damit die höchsten Festigkeitswerte haben sowohl das Ausbruchsverfahren limitiert (Umstellung von Fräs- auf Bohr- & Sprengvortrieb) als auch die erreichbaren Fräsgeschwindigkeiten.
Die Bohrgeschwindigkeit wurde weniger von den geomechanischen Gesteinseigenschaften gesteuert, als dies die Laboruntersuchungen erwarten ließen. Der bisher unseres Erachtens unterschätzte Einfluss des Spülsystems wird u.a. durch die Verschleißform und deren Auswirkung
deutlich.
Die Porosität beeinflusst wesentlich die felsmechanischen Kennwerte von klastischen Sedimentgesteinen und damit die technischen Leistungs- und Verschleißparameter der Gebirgslösung.
Einige weitere Schlussfolgerungen werden in Abschnitt 5.1 ab Seite 142 gezogen.
124
4 Fallbeispiele
4.6 Veränderlich feste Gesteine und harte Gesteinslagen:
TSM-Vortriebe beim Nürnberger U-Bahnbau
(nach PLINNINGER, THURO & BRUELHEIDE 1999, 2001, THURO & PLINNINGER 1998 a, b, 1999 a, b)
Um eine bessere Anbindung des Flughafens an das bereits bestehende U-Bahn-Netz der Stadt Nürnberg zu
gewährleisten, wurde im Jahre 1995 mit den Baumaßnahmen für die Verlängerung der Linie U2 Nord begonnen (Tab. 20). Kernstück der Maßnahme sind die insgesamt 3,3 km langen, untertägigen U-Bahn-Tunnel
mit 30 m² bzw. 35 m² Querschnitt (GROSS 1998). Die Vortriebsarbeiten konnten auf allen Baulosen Mitte
des Jahres 1998 abgeschlossen werden.
Tab. 20: Wichtige Projektdaten der U2 Nord-Erweiterung.
Übersicht
U2 Nürnberg Nord -
Zweck
Ausbau der U2 Nord zum Flughafen Nürnberg
Länge
3300 m in bergmännischer Bauweise
Vortriebsweise
Neue Österreichische Tunnelbauweise im Fräsvortrieb
Ausbruchsquerschnitte
eingleisiger Tunnel: bis 35 m2 gesamt
zweigleisiger Tunnel (mit Masse-Feder-System): bis 70 m2 gesamt
Bauzeit (Vortrieb)
1995 bis 1998
Bauherr
Stadt Nürnberg
Planung
U-Bahnreferat der Stadt Nürnberg
Bauausführung
BA 4.1: Wayss & Freytag AG
BA 4.2: Dyckerhoff & Widmann AG
Abb. 141: Schematische Schichtsäule der während der Vortriebsarbeiten für die Erweiterung der U-Bahn-Linie U2
Nürnberg angetroffenen Gesteine (nach THURO & PLINNINGER 1998 a)
Das Gebiet der Stadt Nürnberg ist Teil des süddeutschen Schichtstufenlandes. Durch die flache Verkippung
des mesozoischen Schichtenstapels nach Süden hin und die darauffolgende, intensive Erosion seit der Kreide
sind im Untergrund der Stadt vor allem Sandsteinen und Ton-Schluffsteinen des germanischen Keupers (O-
4 Fallbeispiele
125
bere Trias) anzutreffen. Die bei den Baumaßnahmen angetroffenen, klastischen Sedimente werden stratigraphisch den Schichtgliedern Coburger Sandstein und Burgsandstein zugerechnet, die wiederum dem mittleren oder „Sandsteinkeuper“ angehören (FUCHS 1956). Eine bis zu 1,5 m mächtige Decke aus pleistozänen
Flugsanden verhüllt diese Gesteine meist jedoch an der Oberfläche (Abb. 141).
Die während des Keupers stark wechselnden, teils terrestrischen, teils limnisch-fluviatilen Ablagerungsverhältnisse führten zu einem Schichtverband, der von einer äußerst kleinräumigen, inhomogenen Zusammensetzung geprägt wird: Lagen von mittel- bis grobkörnigen Sandsteinen wechseln mit Ton-Schluffsteinlagen
(„Keuperletten“) und Grobschüttungshorizonten ab, deren Komponenten bis in Kieskorngröße reichen. In
einigen Bereichen führte eine nachträgliche carbonatische Zementierung zu wechselnd mächtigen Lagen oder Knollen, die als „Steinmergellagen“ oder „Quacken“ bezeichnet werden. Aufnahmen mit dem Rasterelektronenmikroskop (Abb. 142) zeigen den extrem dichten Gefügeverband, der aus einzelnen, gerundeten
Quarzklasten besteht, die nahezu vollständig von einer feinkristallinen Dolomit-/Calcit-Matrix umgeben
werden. Bereits die Beobachtung, dass Quarzkörner transgranular gebrochen sind, der Bruch also nicht etwa
um das Korn herum in der Grenzfläche Korn/Matrix verläuft, ist ein deutlicher Hinweis auf die extrem gute
Kornbindung in den Konkretionen, die sich auch in einaxialen Druckfestigkeiten von bis zu 180 MPa niederschlägt.
Abb. 142: REM-Aufnahmen von „Quacken“: links Übersichtsaufnahme mit einer transgranular gebrochenen
Oberfläche eines gerundeten Quarzkorns in einer dichten, carbonatischen Matrix, rechts Detailansicht dieser
Matrix mit typischen, rhomboedrischen Kristallformen des Dolomits und nur untergeordnet Tonmineralen
(kleinere, schuppenförmige Aggregate; Aufnahmen Dr. J. Froh, TUM; aus PLINNINGER et al. 2001)
4.6.1 Das Vortriebskonzept Teilschnittmaschine
Die vorliegenden Untergrundverhältnisse – in der Hauptsache wenig feste Sandsteine – favorisierten im Zusammenhang mit den gesteigerten Ansprüchen des innerstädtischen Tunnelbaus an den Immissionsschutz
klar den Einsatz von schweren Teilschnittmaschinen gegenüber einem konventionellen Bohr- & Sprengvortrieb. Auf mehreren Baulosen wurden daher zum Vortrieb Teilschnittmaschinen des Typs AC-Eickhoff ET
380 (200 kW Leistung, 105 t Gesamtgewicht) mit Längs- und Querschneidkopf eingesetzt (GROSS 1998).
Ganz generell erfolgt der Vortrieb mit einer Teilschnittmaschine zyklisch in den aufeinanderfolgenden Arbeitsschritten Gebirgslösung (Fräsen/Schneiden) – Schuttern des gelösten Materials – Einbau der Sicherung
(Abb. 143). Dabei bestimmt jeder einzelne dieser Arbeitsschritte die Leistungsfähigkeit des Gesamtvortriebs
(THURO & PLINNINGER 1998 a, b). Lässt man den Arbeitsgang „Sicherung“ beiseite, so ergeben sich für eine
Teilschnittmaschine folgende typische Probleme:
Beim Fräsen (Schneiden):
niedrige Fräsleistung
hoher Werkzeugverschleiß
Verschmieren des Schneidkopfes und dadurch Behinderung des Fräsvorgangs
Beim Schuttern:
Aufnehmen auf den Ladetisch erschwert wegen flüssiger bis breiiger Konsistenz des Fräsgutes
Aufnehmen auf das Förderband erschwert aufgrund zu großer Blöcke im Haufwerk
126
4 Fallbeispiele
Abb. 143: Schematische Darstellung des Arbeitsablaufs beim TSM-Vortrieb mit spezifischen Problemen. Probleme bei
einem Arbeitsschritt wirken sich immer negativ auf den Gesamtvortrieb aus (THURO & PLINNINGER 1998 a;
vgl. Abb. 2).
Einige dieser Probleme traten auch bei den Vortriebsarbeiten für die Erweiterung der U2 Nürnberg auf und
führten dazu, dass die ansonsten erfolgreiche Vortriebsmethode in einigen Abschnitten spürbare Einbußen in
ihrer Leistungsfähigkeit und Wirtschaftlichkeit hinnehmen musste.
4.6.2 Problem 1: Hoher Werkzeugverschleiß
Während der Vortriebsarbeiten für ein Baulos trat extrem hoher Werkzeugverschleiß an den Rundschaftmeißeln des Schneidkopfes auf, der Spitzenwerte von 508 Meißel/Tag erreichte. Bezogen auf die ausgebrochene
Kubatur bedeutet dies einen spezifischen Meißelverschleiß von bis zu rd. 4 Meißel/m3 (fest).
Ein kombiniertes Versuchsprogramm, bestehend aus Feld- und Laboruntersuchungen sollte über die Ursachen dieser hohen Verschleißraten Aufschluss geben. Die Untersuchungen vor Ort umfassten dabei Auswertung und Dokumentation von Werkzeugverschleißraten und Verschleißformen sowie Erfassung der geologischen Verhältnisse. Das überwiegend auf die Untersuchung der „Quacken“ ausgerichtete Laborprogramm
umfasste einaxiale Druckversuche, Punktlastversuche, Dünnschliffanalysen und Untersuchungen mit dem
Rasterelektronenmikroskop.
Die Begutachtung von etwa 100 verschlissenen Meißeln zeigte bald, dass in den überwiegenden Fällen der
Hartmetallstift gebrochen oder gar aus dem Trägermaterial herausgerissen worden war (Abb. 144). Dieses
Verschleißbild entspricht einem Verschleiß der Verschleißklassen 4 und 5 (vgl. Abschnitt 2.3.5.3
Verschleißklassifizierung – qualitativer Verschleiß der Rundschaftmeißel ab Seite 35). Zwischen enorm hohem Verschleiß und dem Auftreten dickerer Quackenlagen schien ein eindeutiger Zusammenhang zu bestehen: Die höchsten Verschleißraten wurden dabei in einem Abschnitt erzielt, in dem zwei 0,5 m und 0,9 m
mächtige Konkretionshorizonte angetroffen wurden.
Obwohl mit den Untersuchungen in den Quacken hohe Quarzanteile von bis zu 60% nachgewiesen werden
konnten, geben die Verschleißformen zu der Vermutung Anlas, dass der immense Verschleiß an Rundschaftmeißeln in erster Linie nicht durch die Abrasivität der Konkretionen verursacht wurde. Den Hauptversagensmechanismus stellt der Sprödbruch, bzw. Ausbruch des Hartmetalleinsatzes dar, eine Verschleißform, die vor allem auf hohe Schlagimpulse zurückzuführen ist.
Da bei diesem Vorgang weniger ein kontinuierlicher Materialabtrag (durch „Schleifen“) als vielmehr ein katastrophales Versagen (Bruch) stattfindet, sind weniger die abrasiven Eigenschaften des Gesteins, als vielmehr dessen Festigkeit, Homogenität und Durchtrennung im Gebirgsverband ausschlaggebend.
Die Anfälligkeit der Rundschaftmeißel für ein solches Versagen liegt dabei an der Konstruktion selbst. Während die aus Wolframcarbidlegierungen hergestellten Hartmetallstifte zwar relativ widerstandsfähig gegenüber Abrasion (Materialabtrag durch ritzende Beanspruchung) sind, machen ihre relativ spröden mechanischen Eigenschaften sie um so anfälliger gegenüber Schlagbeanspruchung. Gerade solchen Schlägen waren
4 Fallbeispiele
127
die Meißel aber immer dann ausgesetzt, wenn der Schneidkopf aus einer wenig festen Sandsteinlage (UCS <
25 MPa) heraus in eine harte Quackenlage (UCSmax = 180 MPa) eindrang. Die primäre Folge waren Splitterbrüche und Ausbrüche der Hartmetallstifte, die in der Folge einen sofortigen Ausfall des gesamten Meißels
bedingten, da der fehlende Hartmetallstift nun nicht mehr in der Lage war, den Werkzeugträger effektiv vor
Abnutzung – auch durch die Quarzsandsteine – zu schützen. Abb. 145 stellt beispielhaft die beiden benachbarten Baulose mit ihren unterschiedlichen Werkzeugverschleißraten und charakteristischen Verschleißformen gegenüber.
Neu
Sprödbruch
Asym. Verschleiß
Neu
Sprödbruch
Asym. Verschleiß
Abb. 144: Gegenüberstellung fabrikneuer und verschlissener Rundschaftmeißel. Jeweils links: fabrikneuer Meißel.
Mitte: Aus- / Sprödbruch des Hartmetallstifts. Rechts: einseitige Abnutzung infolge Sprödbruch (3) bzw.
Totalausbruch (4) (aus PLINNINGER et al. 2001).
Abb. 145: Gegenüberstellung des spezifischen Meißelverbrauchs in Verhältnissen mit nur wenigen und
geringmächtigen Quackenhorizonten (linker Würfel, Trägerverschleiß 2) und in Verhältnissen mit
zahlreichen, bis zu 1m mächtigen Lagen (rechter Würfel, Sprödbruch 3 und Totalausbruch 4; nach THURO &
PLINNINGER 1998 a).
4.6.3 Problem 2: Lösen und Schuttern der veränderlich festen Ton-Schluffsteine
In einem benachbarten Baulos blieb die Vortriebsleistung deutlich hinter den kalkulierten Werten zurück. Es
stellte sich bald heraus, dass es sich hierbei um ein komplexes Problem beim Lösen und Schuttern von Gebirgsbereichen mit häufigen Ton-Schluffsteinlagen handelte.
128
4 Fallbeispiele
Das unverzüglich eingeleitete geotechnische Untersuchungsprogramm umfasste neben einer detaillierten ingenieurgeologischen Aufnahme der Situation vor Ort auch umfangreiche Laboruntersuchungen. Sowohl an
Proben aus der Ortsbrust als auch an Proben des Fräsgutes wurden Korngrößenanalysen, Wasseraufnahmeversuche, Pulverquellversuche und Dünnschliffanalysen durchgeführt.
Die durchgeführten Untersuchungen ergaben, dass zwischen den täglichen Vortriebsleistungen und dem
Feinkorngehalt im angetroffenen Gebirge ein klarer Zusammenhang bestand. Abb. 146 zeigt, wie die Gesamtvortriebsleistungen (Netto und Brutto) in Abhängigkeit des Ton- und Schluffgehalts stark abnahmen.
12
Vortriebsleistung [m/Tag]
netto
10
brutto
8
6
4
2
ACE-ET 380 (200 kW)
0
10
20
30
40
50
60
70
Feinkorngehalt [%]
Abb. 146: Netto- und Bruttovortriebsleistung in Abhängigkeit vom Ton- und Schluffgehalt in den durchörterten
Keuperformationen (THURO & PLINNINGER 1998 a).
Das Zusammentreffen von veränderlich festen Ton-Schluffsteinlagen („Keuperletten“) in der Sandsteinfolge
und Bergwasserzutritten von etwa 2 – 5 l/sec nahm dabei in mehrfacher Weise ungünstigen Einfluss auf das
Vortriebssystem „Teilschnittmaschine“:
Beim Fräsvorgang: War der Schneidkopf bis über die Basis der Rundschaftmeißel mit der TonSchluff-Masse zugesetzt, so behinderte dies den Fräsvorgang, da der Schneidkopf nur noch mit
den Meißelspitzen ins Gebirge eingreifen konnte. Durch eine verminderte Penetration sank die
Fräsleistung am Schneidkopf der Teilschnittmaschine ab.
Beim Abtransport des Fräsgutes mit dem Schneidkopf: Das Schneckengewinde eines Längsschneidkopfes gewährleistet normalerweise einen effektiven Abtransport des gelösten Gesteins,
indem das Haufwerk durch die Rotation des Schneidkopfes nach hinten in Richtung Ladetisch
aufgegeben wird. Gerade dieses Schneckengewinde wurde jedoch besonders schnell vom Fräsgutbrei verklebt, so dass die Unterstützung des Schneidkopfes für den Materialabtransport stark
vermindert wurde.
Beim Schuttern mit dem Schuttersystem: Aufgrund der breiigen Konsistenz des Fräsgutes war
es für den Ladetisch der TSM unmöglich, das geschnittene Material abzufördern. In regelmäßigen
Abständen musste daher der Fräsvorgang unterbrochen werden, um der Vortriebsmannschaft Gelegenheit zu geben, den sich bildenden „Schlamm“ händisch auf den Kettenförderer zu schaufeln
(Abb. 147).
Schneidkopf: Es zeigte sich, dass bereits bei einem Anteil von 10 – 15% Anteil Keuperletten am Gesamtquerschnitt der Feinkornanteil im Fräsgut so weit erhöht war, dass bereits nach kurzer Fräsdauer der
Schneidkopf völlig zugesetzt wurde. Deutlich wird, dass die Verklebung des Schneidkopfkörpers nicht nur
die Fräsleistung durch Herabsetzen der Penetration beeinträchtigt, sondern - durch Verkleben des
Schneckengewindes - vor allem auch die guten Fördereigenschaften des Längsschneidkopfes zunichte gemacht werden.
4 Fallbeispiele
129
Schuttersystem: Der rekonstruierte Gebirgslösungsvorgang kann auch die Probleme erklären, die beim weiteren Abtransport auftraten: Die an der Ortsbrust in festem und trockenem Zustand vorliegenden TonSchluffsteinlagen wurden beim Fräsvorgang in kleine Partikel zerfräst, die auf die Sohle rieselten. Dabei
vermischte sich das Fräsgut mit dem Sand aus den Sandsteinlagen.
Die Sandsteinlagen besaßen ungünstigerweise eine relativ hohe Wasserdurchlässigkeit mit einer Ergiebigkeit
von etwa 2 – 5 l/sec. Das Fräsgut konnte sich mit dem anfallenden Bergwasser innerhalb kürzester Zeit zu
einem wassergesättigten Schlamm von breiiger Konsistenz vermischen.
Vor allem im Bereich der etwa 2 m vorauseilenden Kalotte trug das Verkleben des Schneckengewindes und
die damit einhergehende Verminderung der Abfuhrleistung erheblich dazu bei, dass sich die Verhältnisse vor
Ort zusehends verschlechterten: Das Fräsgut flog nicht im hohen Bogen auf den Fördertisch, sondern rieselte
direkt an der Ortsbrust zur Sohle, wo es sich mit dem aus den durchlässigen Sandsteinlagen zutretenden
Bergwasser vermischen konnte.
Durch die breiige Konsistenz des Gemischs konnte das Fräsgut von der Kalottensohle nicht schnell genug
abgefördert werden und durchsetzte sich immer mehr mit dem andrängenden Bergwasser. Dieser „Erdbrei“
konnte vom Ladetisch der TSM nicht mehr aufgenommen werden. Die unausweichliche Folge dieser Vorgänge waren Unterbrechungen des Fräsbetriebes, die dazu genutzt wurden, das Material mit Schaufeln in das
Fördersystem zu transportieren oder den Schneidkopf und die Fördereinrichtungen von der TonSchluffmasse zu reinigen.
Abb. 147: Links: Arbeiter schaufeln während einer Stillstandsphase der TSM den Erdbrei, der sich in der Sohle gebildet
hat, händisch auf das Förderband der Maschine (Foto BRUELHEIDE). Rechts: Situation vor dem Ladetisch:
Die Ladescheiben der TSM sind nicht in der Lage, den Erdbrei in den Förderkanal zu transportieren. Im
Hintergrund: stark zugesetzter Längsschneidkopf (Foto BRUELHEIDE; aus PLINNINGER et al. 2001).
Das vorgestellte Modell kann ebenso die Kurvenverflachung erklären, die in Abb. 146 bei höheren Feinkorngehalten beobachtbar wird: Mit steigendem Gehalt an Ton und Schluff im Fräsgut nimmt umgekehrt der
Anteil an Sand ab, wodurch die Wasserwegsamkeit im Fräsgut reduziert wird. Als Effekt dieser Reduzierung
benötigt die Mischung länger, um sich mit Wasser aufzusättigen.
130
4 Fallbeispiele
Die Kombination von veränderlich festem Gestein und Wasserzutritten untertage kann darüber hinaus noch
weiterreichende Auswirkungen auf die Maschine und den Arbeitsfortschritt haben:
An einem verklebten Schneidkopf können die Rundschaftmeißel u.U. nicht mehr in ihrer Meißelhalterung rotieren, was eine asymmetrische Abnutzung und vorzeitigen Ausfall durch Verschleiß
bedingen kann
Auch der Förderkanal, die Räumerkette und die Übergabe auf das im hinteren Bereich aufgehängte Förderband sind anfällig für Verkleben und können, wenn der Durchmesser verengt ist, zur
Verminderung der Förderleistung beitragen.
Hohe Maschinengewichte können im Zusammenspiel mit Vibrationen während des Fräsvorgangs
die maximale Bodenpressung überschreiten, was unweigerlich zu einem Einsinken der Maschine
und Problemen beim Vortrieb führen würde.
4.6.4 Resumée
Obwohl der Einsatz von schweren Teilschnittmaschinen bei den Vortriebsarbeiten zur Erweiterung der U2
Nord Nürnberg an sich hätte problemlos sein sollen, führten dennoch Inhomogenitäten in den Keupersandsteinen zu empfindlichen Leistungseinbußen des Vortriebssystems „Teilschnittmaschine“. Aus den gemachten Erfahrungen lassen sich folgende Schlussfolgerungen ziehen:
1. Der Werkzeugverschleiß einer Teilschnittmaschine wird von den härtesten Partien innerhalb der Schichtfolge gesteuert. Der Verbrauch an Rundschaftmeißeln steigt besonders bei einer Wechsellagerung von
sehr harten mit weichen Partien oder Lagen im Gebirge stark an. Dabei ist typischerweise eine Zunahme
von Hartmetallbrüchen (Verschleißklassen 3, 4) zu beobachten. Diese Erfahrungen wurden durch andere
Vortriebe bestätigt.
2. Manchmal verursacht das „schwächste Glied der Kette“ Probleme, vor allem in Kombination mit Wasser.
Mürbe, sehr tonreiche Sandsteine bzw. Sandstein-Tonschluffstein-Wechselfolgen können zwar meist gut
geschnitten werden, sind jedoch in geschnittenem Zustand in der Lage, zusammen mit nur geringen Wassermengen einen schwer förderbaren Schlamm zu bilden. Der erzeugte Schlamm kann durch herkömmliche Ladeeinrichtungen nur schwer gefördert und abtransportiert werden, insbesondere dann, wenn die
Verhältnisse nicht vohergesehen wurden und ein Umbau der TSM vor Ort nicht mehr möglich ist. Die in
solchen Untergrundverhältnissen üblicherweise hervorragenden Netto-Fräsleistungen werden durch die
Schutterprobleme de facto zunichte gemacht.
3. Die Fräsbarkeit selbst kann durch das Vorhandensein feinkornreicher Sedimente stark herabgesetzt werden: Ton- Schluffsteine mit ungünstiger Konsistenz können unter Umständen zum Verschmieren des
Schneidkopfes und der Lösewerkzeuge führen, so dass kein wirksames Eindringen in die Ortsbrust mehr
möglich ist. Desweiteren werden durch den zugesetzten Schneidkopf das Abfördern des Fräsguts nach
hinten auf den Ladetisch behindert oder gar unterbunden. Dies wäre eigentlich der große Vorteil des
Längsschneidkopfs gegenüber dem Querschneidkopf.
Die stetige Weiterentwicklung der Teilschnittmaschinentechnik stellt dem Tunnel- und Stollenbau ein immer
effektiver werdendes Werkzeug zur Verfügung, mit dem Ziel, auch in Fels den – in Bezug auf Vortriebsleistung, Minimierung der Gebirgsauflockerung oder Immissionsschutz – steigenden Anforderungen gerecht zu
werden. Gerade der vermehrte Einsatz dieses Vortriebsverfahrens zeigt jedoch immer wieder Grenzen und
Probleme auf. Der richtigen Einschätzung der geomechanischen Eigenschaften des zu lösenden Gebirges im
Vorfeld der Planung kommt daher vor allem beim Einsatz von Teilschnittmaschinen zur Beurteilung der
Vortriebsleistung und Werkzeugkosten eine entscheidende Bedeutung zu.
4 Fallbeispiele
131
4.7 TBM-Vortrieb in schwach metamorphen Gesteinen:
Erkundungsstollen zum Schönbergtunnel, Schwarzach
(nach THURO & BRODBECK 1998, BRODBECK 1996)
Der 2989 m lange Schönbergtunnel (EDER & LUTZ 1997, EDER & STADLMANN 1998) ist Teil der Ortsumfahrung von Schwarzach im Pongau, Österreich. Im Rahmen der Voruntersuchungen wurde 1995 zur Vorerkundung der geologischen Verhältnisse sowie zur weiteren Nutzung für Probennahmen und In-situ-Versuche
ein Erkundungsstollen über fast die gesamte spätere Tunnelstrecke gebaut. Im Zuge der umfassenden Voruntersuchungen sollte beim Projekt Schönbergtunnel ein besonderes Gewicht auf die Untersuchungen zur Gebirgslösung gelegt werden. Das spezielle Untersuchungsprogramm beinhaltete orientierte Kernbohrungen in
den Ulmen des Erkundungsstollens, Festigkeitsuntersuchungen der gewonnenen Bohrkerne im Labor (BVFS
1996) und eine Interpretation der gewonnenen Daten im Hinblick auf drei Methoden der Gebirgslösung konventioneller Bohr- und Sprengvortrieb, Fräsvortrieb mit einer Teilschnittmaschine und Vortrieb mit einer
Tunnelbohrmaschine (BVFS & THURO 1996). Im Rahmen der Untersuchungen konnte eine Diplomarbeit
erfolgreich abgeschlossen werden (BRODBECK 1996). Zunächst soll die Auswertung der TBMVortriebsdaten, die im Rahmen des Projekts durchgeführt wurde, vorgestellt werden. Anschließend werden
die Einflüsse der geologischen Verhältnisse auf die TBM-Leistung diskutiert.
4.7.1 Auswertung der TBM-Vortriebsdaten
Der Dreilinienschreiber der Atlas Copco Mark 12 CF (technische Daten siehe Abschnitt 2.4.1, S. 41, Tab. 8)
zeichnet kontinuierlich die Stromaufnahme der Motoren, den Anpressdruck in der Hydraulikleitung und den
Hub der Maschine mit einem analogen Papierstreifenschreiber auf. Die bauausführende Firma war vertraglich verpflichtet, dem Auftraggeber die Aufzeichnungen des Dreilinienschreibers, sowie die Aufzeichnungen
über den Meißelwechsel zu übergeben. Die im folgenden aufgeführten Maschinendaten wurden für jeden
einzelnen Hub erfasst, sowie gemittelt über jeweils eine Schicht (Tagesberichte) in Zeit- und Stationsabhängigkeit dargestellt:
Hub [mm]
Zeit pro Hub [min]
Anpresskraft pro Meißel [kN]
Vorschubkraft gesamt [kN]
Penetration des Bohrkopfes [mm]
Nettobohrgeschwindigkeit [mm/min]
Elektrische Leistung der TBM [kW]
Bei der Interpretation der Daten ist zu berücksichtigen, dass der Anpressdruck der TBM vom Maschinisten
gesteuert wird und daher nicht alleine von den Gebirgsverhältnissen abhängig ist. Die limitierenden Größen
für die Steuerung des Anpressdruckes sind in erster Linie die Stromaufnahme der Antriebsmotoren aber auch
die Menge des Ausbruchmaterials auf dem Förderband, also die Förderleistung. Kann die Abförderung des
Materials nicht mit dem Bohrfortschritt mithalten, so muss der Vortrieb entsprechend lange unterbrochen
werden. Die beim Nachziehen des Nachläufers erzeugte Reibung kann bei der Auswertung der TBM-Daten
nicht berücksichtigt werden; hierfür wird in den Vorschubzylindern ein Druck von ca. 20 bar benötigt. Dies
entspricht bei einer Gesamtfläche der Vorschubzylinder von 4 x 575,11cm² einer Anpresskraft von etwa 460
kN, die beim Nachziehen des Nachläufers während des Bohrens an der Ortsbrust nicht zur Verfügung steht.
Das Nachziehen erfolgt in der Regel jedoch nach Bohren des Hubs, also erst bei Stillstand der TBM und nur
selten während des Bohrens. Die auf Datenträger zur Verfügung stehenden Unterlagen wurden mittels EDV
überarbeitet und die Vortriebsdaten (elektrische Leistung, Anpresskraft und Penetration) in die vorhandenen
geologischen Längsschnitte M 1: 2.000 (Übersichtsplan) und M 1: 350 (detaillierte Dokumentation, Abb.
149) eingearbeitet. In den Detailplänen wurde jeder einzelne Hub eingetragen und zusätzlich die spezifische
Penetration als Maß für die Bohrbarkeit dargestellt (Abb. 150). Im Übersichtsplan wurden zusätzlich die täglichen Vortriebsleistungen der TBM eingetragen. Die durchschnittliche Tagesleistung lag bei 43,38 m, die
Tageshöchstleistung bei 83,60 m (Abb. 148). Die niedrigen täglichen Vortriebsleistungen bis ca. Station 400
sind dem Einarbeitungseffekt zuzuordnen („Lernkurve“).
132
4 Fallbeispiele
90
Tagesleistung [m]
80
70
Lernkurve
60
50
Mittel 43 m
40
30
20
10
66
61
56
51
46
41
35
30
25
20
15
10
5
0
Vortriebstag (21.6. - 28.9.95)
Abb. 148: Tagesleistungen der TBM Atlas Copco Mark 12 CF (∅ 3,60 m) über 66 Vortriebstage (Erkundungsstollen
Schwarzach, nach THURO & BRODBECK 1998).
Aus den zur Verfügung stehenden Maschinentagesberichten wurden die Verfügbarkeit und der Ausnutzungsgrad der TBM ermittelt. Zur Auswertung standen von 48 Vortriebstagen die Maschinentagesberichte
der Firma Ilbau zur Verfügung, das entspricht einem Anteil von ca. 74% bezogen auf die Anzahl der gesamten Vortriebstage, bzw. ca. 80% (2258 m) der gesamten aufgefahrenen Stollenstrecke (2820 m). Die Verfügbarkeit bzw. die Stillstandzeiten sind der Tab. 21 zu entnehmen. Die Verfügbarkeit (betriebsbereiter
Zustand der TBM während der Vortriebstage = Arbeitszeit minus der Zeit für Defekte, Umsetzen und
Wartungsarbeiten) ist hauptsächlich abhängig von der Maschinenkonstruktion sowie von der Art und Weise
der Wartungsarbeiten der Vortriebsmannschaft. Der Aufwand für Meißelwechsel ist in die Wartungsarbeiten
eingerechnet. Die Verfügbarkeit der TBM lag damit bei 80% (Abb. 151 links); die
Vortriebsklassenverteilung entlang des Erkundungsstollens ist in Abb. 151 (rechts) zu sehen (THURO &
BRODBECK 1998).
Tab. 21: Ausnutzungsgrad und Verfügbarkeit der TBM Atlas Copco Mark 12 CF (∅ 3,60 m) über die Zeit des
Stollenvortriebs (Erkundungsstollen Schwarzach, nach THURO & BRODBECK 1998).
Beschreibung
Anteil [min]
Prozent
Nettobohrzeit = Ausnutzungsgrad
29.317 min
49,3%
Ausbausicherung
6.775 min
11,4%
Sonstiges (Vermessung, Medienversorgung)
6.417 min
10,8%
Leerwagen
4.929 min
8,3%
955 min
1,6%
Defekte der Ver- & Entsorgungseinheit
3.437 min
5,8%
Umsetzzeit
3.828 min
6,4%
Wartungsarbeiten
3.759 min
6,3%
59.417 min
100%
Maschinendefekte
Arbeitszeit gesamt
Verfügbarkeit
Verfügbarkeit
(∅ 46.801 min
= 79,8%)
Ausfallzeiten
(∅ 11.979 min
= 20,2%)
4 Fallbeispiele
133
Abb. 149: (Links)
Baugeologische
Dokumentation des
ErkundungsstollenVortriebes: CADStollenband eines
100m-Abschnittes mit
baugeologischen
Eintragungen und
eingebauten
Stützmitteln.
Abb. 150:
(nächste Seite)
Darstellung der TBMVortriebsdaten. CADStollenband des selben
100m-Abschnittes mit
elektrischer Leistung,
Vorschubkraft,
Penetration und
spezifischer Penetration.
134
4 Fallbeispiele
4 Fallbeispiele
135
Verfügbarkeit der TBM
Vortriebsklasse 1
75%
80%
1%
6%
6%
6%
Vortriebsklasse 4
11%
Wartung
13%
Vortriebsklasse 3
Umsetzzeit
Defekt Ver-/Entsorgungseinheit
Defekt TBM 2%
Vortriebsklasse 2
Vortriebsklasse 3: Spritzbetonverzug 5 – 10 cm,
Anker, Baustahlmatten
Vortriebsklasse 4: Spritzbetonverzug 5 – 10 cm,
Anker, Baustahlmatten, leichte Ausbaubögen
Vortriebsklasse 1:
ohne Sicherung, Anker nach Erfordernis
Vortriebsklasse 2: Spritzbetonverzug 3-5 cm,
Anker nach Erfordernis
Abb. 151: Verfügbarkeit der TBM und Verteilung der Vortriebsklassen im Erkundungsstollen Schwarzach (nach
THURO & BRODBECK 1998).
Der Ausnutzungsgrad ist neben der Verfügbarkeit ein weiteres bestimmendes Leistungsmerkmal der TBM
und entspricht praktisch der Nettobohrzeit. Er ist überwiegend von den geologischen Verhältnissen und damit vom Zeitpunkt des Einbaus und vom Umfang der Sicherungsmittel abhängig sowie vom Baubetrieb d.h.
vom optimalen Ineinandergreifen der einzelnen Arbeitsschritte. Dies verdeutlichen die in Abb. 152 dargestellten Diagramme in Abhängigkeit der Vortriebsklasse. Mit steigender Vortriebsklasse steigt der Sicherungsbedarf und damit der Zeitanteil der Ausbausicherung. Gleichzeitig sinkt mit der Nettobohrzeit auch der
Anteil der Ver- und Entsorgung. Die Ausfallzeiten nehmen wegen dem erhöhten Wartungsbedarf ebenfalls
zu.
Ausnutzungsgrad der TBM (gesamt)
Vortriebsklasse 1
Nettobohrzeit
Nettobohrzeit
53%
49%
11%
11%
Sonstiges
8%
6%
6%
6%
Wartung
19%
24%
4%
Umsetzzeit
Defekt Ver-/Entsorgungseinheit
Defekt TBM (2%)
Ausbausicherung
Ausfallzeiten
Ver-/Entsorgung
Ausbausicherung
Leerwagen
Vortriebsklasse 2
Vortriebsklasse 3
Nettobohrzeit
Nettobohrzeit
Ver-/Entsorgung
43%
35%
18%
23%
18%
22%
16%
Ausfallzeiten
Ver-/Entsorgung
Ausbausicherung
Ausbausicherung
25%
Ausfallzeiten
(Anmerkung: In der Vortriebsklasse 4 lagen nicht genügend Daten für eine Statistik vor.)
Abb. 152: Ausnutzungsgrad = Nettobohrzeit der TBM Atlas Copco Mark 12 CF (∅ 3,60 m) in Abhängigkeit der
Vortriebsklasse (Erkundungsstollen Schwarzach, nach THURO & BRODBECK 1998).
136
4 Fallbeispiele
Durch den geringen Anteil von nur 1% der Vortriebsklasse 4 an der gesamten Stollenlänge war in dieser
Vortriebsklasse keine statistische Auswertung möglich. Der Einfluss des Baubetriebs auf den Ausnutzungsgrad der TBM hat sich in den ersten 400 Stollenmetern sehr stark bemerkbar gemacht. Zu diesem Zeitpunkt
war für die Entsorgung des Ausbruchmaterials die Überwurfkippe noch nicht vollständig installiert, so dass
die Waggons per Kran entleert und wieder zurück auf die Gleise gesetzt werden mussten.
Der aus den TBM-Daten ermittelte Bohrfortschritt läßt sich als analytischer Zusammenhang der drei Größen
Vorschubkraft, Bohrkopf-Penetration und elektrische Leistung beschreiben. Dabei ist die Vorschubkraft die
unabhängige variable Größe, die vom Maschinisten gesteuert wird. Die Variablen Penetration und elektrische Leistung sind die vom Gebirgscharakter abhängigen Größen. Bei der Steuerung der TBM muss der Maschinist versuchen, mit dem optimalen Anpressdruck zu fahren, um eine größtmögliche Penetration zu erhalten. Für die Untersuchung der Bohrbarkeit muss zwischen der gesteinsbedingten Bohrbarkeit (Basisbohrbarkeit) und der Beeinflussung der Basisbohrbarkeit durch den Gebirgscharakter unterschieden werden, der
i.d.R. durch das Trennflächengefüge bestimmt wird. Für die Auswertung der TBM-Vortriebsdaten lassen
sich Zusammenhänge zwischen TBM-Daten und Gesteins- bzw. Gebirgseigenschaften nur vergleichen,
wenn die Ortsbrust überwiegend aus gleichem, homogenem Gestein aufgebaut ist, und sich der Vortrieb in
einem ungestörten Gebirgsbereich befindet. Aus diesem Grund wurde versucht, für jede der im Erkundungsstollen ausgewiesenen Gesteinstypen Bereiche auszuscheiden, bei denen diese Anforderungen weitgehend
erfüllt werden.
Aus der baugeologischen Erkundung ergaben sich für den gesamten Tunnelbereich sieben charakteristische
Gesteinstypen, für welche die felsmechanischen Kennwerte bestimmt wurden. Die Anteile der Gesteinstypen
an der Gesamtstrecke im Erkundungsstollen gibt Abb. 153 wieder. Nicht als eigener Gesteinstyp ausgeschieden wurden Derbquarz, Erze und Verwachsungen von Erzen und Quarz. Der Gesamtanteil von Derbquarz im
Gebirge in der beschriebenen Form konnte überschlägig mit etwa 3-4% angegeben werden. Genaue Angaben
über die Lagerungsverhältnisse und die Verteilung der Gesteine im Verlauf des Tunnels sowie genaue Gesteins- und Gebirgsbeschreibungen werden im Abschlußbericht der Baugeologischen Dokumentation des
Erkundungsstollen Schwarzach gegeben (FÜHRLINGER 1996) gegeben. In der ausführlichen TBMDokumentation (THURO 1996 b) sind diese Bereiche für jeden Gesteinstyp mit den TBM-Vortriebsdaten tabellarisch dargestellt worden. Dabei wurden die Mittelwerte über den angegebenen Stationsbereich gemittelt
und die absoluten Minimal- und Maximalwerte in den jeweiligen Stationsbereichen angegeben.
Typ 2: Graphitphyllit
Typ 3: Quarzphyllit
18%
15%
28%
24%
Typ 4: Phyllit/
Karbonatschiefer
8%
Typ 5: Karbonatschiefer
2
Typ 1: Phyllit im
allgemeinen
4%
Typ 7: Quarz-Karbonatschiefer
Typ 6: Marmor/Karbonatschiefer
Abb. 153: Anteile der Gesteinstypen an der Gesamtstrecke im Erkundungsstollen Schwarzach (THURO & BRODBECK
1998).
Die erneute Auswertung der TBM-Vortriebsdaten ergab die in den vorangegangenen Abschnitten diskutierten Korrelationen mit der Zerstörungsarbeit (Abb. 60 auf Seite 60), den Trennflächenabständen (Abb. 75 auf
Seite 75) und der Orientierung der Schieferung (Anisotropie, Abb. 85 auf Seite 84).
4 Fallbeispiele
137
4.7.2 Quantitativer Verschleiß – Ermittlung des Rollwegs
Die Ermittlung des Verschleißes eines Diskenmeißels erfolgt grundsätzlich analog zur Ermittlung der Standzeit einer Bohrkrone und wird als Rollweg in Metern angegeben. Da der Verschleiß der Diske abhängig ist
von ihrer Position im Bohrkopf, werden die Diskenmeißel immer wieder umgesetzt, um eine optimale Penetration bei gleichmäßiger Abnutzung zu erhalten. Ein neu in den Bohrkopf eingebauter Diskenmeißel erhielt
eine Einbaubewertung für den Abnutzungsgrad (beim Einbau) des Hartmetallrings. Die Einbaubewertung
eines frischen, ungebrauchten Meißels betrugt 100 [%]. Die Meißelringe wurden maximal etwa 25 mm abgefahren und erhielten dann die (Ausbau-) Bewertung 0 [%]. Der Bewertungsverlust wäre in diesem Fall 100
[%]. Ausnahmen bildeten die Kalibermeißel der Position 27 und teilweise 26 (vgl. Abb. 41, Seite 42), die nur
10 mm abgefahren wurden. Diese wurden dann auf eine innere Position gewechselt, um dann vollständig abgenützt zu werden. In Abb. 154 sind zwei charakteristische Verschleißbilder von Schneidringen der Diskenmeißel im Bereich der Brust und im Bereich des Kalibers dargestellt. Typischerweise werden Brustmeißel
symmetrisch „abgefahren“, Kalibermeißel – bedingt durch ihre Randposition – asymmetrisch. Dies ist in der
Regel bei allen Schneidringen der Fall gewesen. Im Standzeiten-Diagramm der Meißel (Abb. 155) sind die
Standzeiten der Diskenmeißel in Stollenmeter und die Umsetzpositionen der Kalibermeißel (U) dargestellt.
Jeder Rot-Grau-Wechsel im Diagramm zeigt einen Meißelwechsel an. Die Umsetzpositionen U markieren
das Umsetzen eines gebrauchten, aber noch nicht völlig verschlissenen Kalibermeißels der Positionen 26 oder 27 auf eine innere Position 23, 24 oder 25, um ihn völlig abzufahren. Die Positionswechsel sind anhand
der Bewertungszahl erkenntlich.
Kaliberdiske
Brustdiske
(5a) Asymmetrischer
Verschleiß
(2b) Gleichmäßiger
Verschleiß
ursprünglicher
Schneidring
Abb. 154: Charakteristische Verschleißbilder von Diskenringen an Kaliber und Brust des Bohrkopfes.
(5a) Asymmetrischer Verschleiß der Kaliberdisken und (2b) Gleichmäßiger Verschleiß an der Ortsbrust
(THURO & BRODBECK 1998, verändert).
Das Rollstrecken-Diagramm von Abb. 156 zeigt die absolute Rollstrecke der Meißel [km] in Abhängigkeit
ihrer Position am Bohrkopf. Die Rollstrecke wurde über die Standzeit und die unterschiedlichen Penetrationsraten in den jeweiligen Gesteinsarten ermittelt. In einem schwer penetrierbaren Gestein ist die Anzahl der
Umdrehungen für eine vorgegebene Strecke höher als in einem gut penetrierbaren Gestein.
Die Rollstrecke sowie die Abrollgeschwindigkeit der Schneidmeißel nehmen mit zunehmender Entfernung
vom Bohrkopfzentrum zu. Damit sind die Kalibermeißel einem höheren Verschleiß ausgesetzt, als die Meißel auf inneren Schneidspuren. Die Rollstrecken lagen zwischen 318 km (Pos. 27) und 2410 km (Pos. 19) bei
einem mittleren Rollweg von 1012 km pro Diskenmeißel. Dieser Verschleiß kann insgesamt als mittel bis
hoch eingestuft werden. Erfahrungsgemäß werden Rollstrecken von etwa 2000 km als günstig, der damit
verbundene Verschleiß als gering bis sehr gering eingestuft (vgl. Klassifikationsdiagramm Abb. 50 auf Seite
50). Die Anzahl der verbrauchten Schneidringe in diesem rund 3 km langen Erkundungsstollen beträgt 59
Stück einschließlich der vier Zentrummeißel. Die Kubatur, die in dieser Stollenlänge ausgebrochen wurde,
betrug 29.349 m3. Dies entspricht einem durchschnittlichen Meißelverbrauch (ohne Berücksichtigung der
Rollstrecke) von rund 2 Meißel pro 1000 m3 ausgebrochenem Fels bzw. 500 m3/Diske. In der eher konservativen Klassifikation von MAIDL et al. (2001, vgl. Abb. 71 auf Seite 69) läge der Verschleiß genau zwischen
hoch und sehr hoch.
138
4 Fallbeispiele
Kaliber
27 12387
26
490
613
29
42
20
35
234
854
741
41 234
41
336
339
42
42
U
55
570
1034
945
85
336
42
836
709
1048
1993
19
1190
18
1318
1654
17
941
1993
14
200
87
54 200
55 284
87
602
371
371
602
602
87
54
602
1654
15
171
U
941
1993
16
Brust
245
205
U
42
1190
21
602
2595
2595
2595
2595
2595
2595
2595
2595
2595
13
12
11
10
9
8
7
6
5
Zentrum
464
464
464
464
35
945
22
Meißelposition
U
245
245
42
1190
822
85123 87
23
332
29
945
25
24
U
Ab Station 2595 keine Aufzeichnungenmehr vorhanden.
U
U
4
Die Zentrummeißel wurden einmal ausgetauscht, die
Station
Station
[m]ist nicht bekannt.
Einbaubewertung 100, Ausbaubewertung 0, wenn nicht anders angegeben.
3
2
1
Station 0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
2400
2600
2800
Abb. 155: Standzeiten der Diskenmeißel aufgetragen gegen die Meißelposition und die Stationierung des Wechsels U.
Große Zahlen: Standzeiten der Meißel in Meter, kleine Zahlen: Ein-/Ausbaubewertung (THURO &
BRODBECK 1998, verändert).
27
372
848
1618
1914
1214
Kaliber
26
25
24
361
22
21
20
237
1115
924
1468
1235
1880
2015
1649
1751
1979
1818
1557
1495
1334
1173
1011
850
688
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
360
355
554
220 212 246
930
113
791
241
213
332 110
637
419
403
567
538
86
745
449
654
390
4
Die Zentrummeißel wurden einmal ausgetauscht.
3
373
1141
2410
18
Brust
703
698
691
677
1173
19
Zentrum
318
319
310
1153
1493
1716
1369
23
Meißelposition
411
2
54 Diskenmeißel (ohne Zentrummeißel)
Rollstrecke gesamt = 54.668 km
Mittelwert: 1012 km pro Diskenmeißel
Minimum: 318 km (Kalibermeißel 27)
Maximum: 2410 km (Brustmeißel 19)
1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
Rollstrecke [km]
Abb. 156: Zurückgelegter Rollweg der Diskenmeißel, aufgetragen gegen die Meißelposition (THURO & BRODBECK
1998).
4 Fallbeispiele
139
4.7.3 Auswirkungen des Gebirges auf die Schnittgeschwindigkeit
An Beispielen soll demonstriert werden, wie sich die Ausbildung von Gestein und Gebirge auf den Bohrfortschritt ausgewirkt hat. In Abb. 157 und Abb. 158 ist der Einfluss der Gesteinstypen auf die spezifische Penetration in den Gebirgsabschnitten 94 – 97 und 105 – 112 dargestellt. Begleitend wurde jeweils die elektrische Leistung aufgetragen. Deutlich sind aus den Diagrammen die Übergänge zwischen den unterschiedlichen Gesteinstypen mit ihren charakteristischen geotechnischen Kennwerten zu erkennen. Die Übergänge
zwischen den Gesteinstypen sind auf Grund des Raumwinkels zwischen der Stollenachse und der Einfallsrichtung der Gesteinsgrenzen als fließend zu bezeichnen, da sie schleifend verlaufen. Der Einfluss des Derbquarzes („Quarz-Karbonat-Mobilisate“) ist z.B. bei Station 2325 in Abb. 157 an einem deutlichen Abfall der
spezifischen Penetration bis auf Werte von 0,03 mm/kN zu erkennen. Gleiches gilt für den Abfall bei etwa
Stat. 2528 in Abb. 158 unten. Um einem Absinken der spez. Penetration in diesen Bereichen entgegenzuwirken wurde der Anpressdruck, soweit es die Begrenzung der Stromaufnahme der Antriebsmotoren zuließ, erhöht. Dabei sind stellenweise Anpressdrücke von über 4000 kN erreicht worden.
Gebirgsabschnitt 94-97
D
z3
= Derbquarz
spez. Penetration
el. Leistung
Typ = Gesteinstyp
0,30
220
200
180
0,25
160
140
0,20
D
120
100
0,15
80
0,10
el. Leistung [kW]
spez. Penetration [mm/Upm/kN]
0,35
60
40
0,05
Typ 2
Typ 4
0,00
2290
2300
2310
2320
2330
2340
2350
2360
20
Typ 4
Typ 5
0
2370
2380
2390
Station [m]
Abb. 157: Einfluss der Gesteinstypen auf die spez. Penetration in den Gebirgsabschnitten 94 – 97 (THURO & BRODBECK
1998).
0,35
Gebirgsabschnitt 105-112
*
D
0,30
spez. Penetration
240
el. Leistung
220
200
160
0,20
D
D
140
120
0,15
100
80
0,10
2500
2510
2520
2530
2540
2550
2560
Typ 7
40
Typ 4
Typ 7
Typ 4
0,00
Typ 7
Typ 4
0,05
Typ 4
60
Typ 6
2570
2580
20
Typ 6
2590
0
2600
Station [m]
Abb. 158: Einfluss der Gesteinstypen auf die spez. Penetration in den Gebirgsabschnitten 105 – 112 (THURO &
BRODBECK 1998).
el. Leistung [kW]
180
0,25
Typ 7
spez. Penetration [mm/kN]
= Derbquarz
Typ = Gesteinstyp
140
4 Fallbeispiele
Gebirgsabschnitt 58
Karbonatschiefer (Gesteinstyp 4)
0,08
350
spez. Penetration [mm/kN]
250
Derbquarz
0,06
200
0,05
150
0,04
100
spez. Penetration
el. Leistung
0,03
el. Leistung [kW]
300
0,07
50
0,02
0
1170
1172
1174
1176
1178
1180
1182
1184
Station [m]
Abb. 159: Einfluss der Derbquarze auf die spezifische Penetration im Gebirgsabschnitt 58 (Karbonatschiefer, Typ 4).
Allerdings treten solche reduzierten spezifischen Penetrationsraten auch auf, ohne dass eine geologische Begründung aus dem geologischen Längsschnitt zu erkennen ist. Besonders hohe spezifischen Penetrationsraten sind erfahrungsgemäß häufig auf einen lokal erhöhten Zerlegungsgrad zurückzuführen (Position „z3“ in
Abb. 157). Hohe spezifische Penetrationsraten treten aber auch dann auf, wenn in der Dokumentation (aus
Gründen der Generalisierung) gar keine besonders hohen Zerlegungsgrade ausgewiesen sind. Dadurch wird
deutlich, dass die TBM-Aufzeichnungen eine weit detailgenauere Wiedergabe der Wechselhaftigkeit des
Gebirges dokumentieren, als dies in einer geologischen Dokumentation zum Ausdruck kommen kann.
Ein anderes Beispiel: Bei etwa Stat. 2535 steigt in Pos. * in Abb. 158 die elektrische Leistung sprunghaft an,
bei gleichzeitigem Abfall der spez. Penetration. Dies ist auf ein erhöhtes Drehmoment am Bohrkopf zurückzuführen. Das erhöhte Drehmoment könnte verursacht werden:
durch kurzzeitiges Blockieren eines oder mehrerer Diskenmeißel (relativ unwahrscheinlich),
durch ein Verklemmen eines größeren Blocks am Bohrkopf oder
durch einen zu hohen Materialandrang am Bohrkopf und zu langsames Abfördern des Ausbruchsmaterials
Die wahrscheinlichste Erklärung dürfte die letztere sein, da in dem phyllitischen Material bei hohen, durchschnittlichen spez. Penetrationsraten kaum große Blöcke aus dem Gebirgsverband gelöst werden können.
Besonders deutlich ist in Abb. 158 unten auch der Übergang von dem mehr phyllitisch ausgebildeten Gebirge (überwiegend Gesteinstyp 4) zu dem mehr karbonatisch - kompakt ausgebildeten, wenig zerlegten Gebirge (Gesteinstypen 6 und 7) ab etwa Stat. 2566 zu sehen. Abb. 159 zeigt den Einfluss der Derbquarze auf den
Vortrieb durch einen deutlichen Abfall der spezifischen Penetration. Solche Details sind in der geologischen
Dokumentation i.d.R. natürlich nicht verzeichnet, werden durch den Dreilinienschreiber jedoch präzise angezeigt.
Wie schon eingangs erwähnt, ist bei der Interpretation der TBM-Daten zu berücksichtigen, dass der Anpressdruck der TBM vom Maschinisten gesteuert wird und daher nicht alleine von den Gebirgsverhältnissen
abhängig ist. Die limitierenden Größen für die Steuerung des Anpressdruckes sind in erster Linie die Stromaufnahme der Antriebsmotoren sowie die Menge des Ausbruchmaterials auf dem Förderband, also die
Förderleistung.
4 Fallbeispiele
141
4.7.4 Resumée
Die Auswertung der TBM-Maschinendaten aus dem Vortrieb des Erkundungsstollens ergab vor allem folgende Ergebnisse:
Die Vortriebsleistungen können mit im Mittel 43 m pro Arbeitstag (berechnet über 66 Vortriebstage incl. den Tagen, an denen nur eine Schicht gefahren wurde) insgesamt als hoch eingestuft werden. Die höchste Vortriebsleistung betrug 84 m pro Arbeitstag. Niedrige Vortriebsleistungen waren in der Regel betrieblich bedingt. Ebenso lagen die Penetrationsraten im Mittel im
durchschnittlichen bis hohen Bereich. Niedrige Penetrationsraten sind vor allem in den wenig zerlegten, karbonatreichen Gebirgspartien aufgetreten (Gesteinstypen 4: Phyllit / Karbonatschiefer,
5: Karbonatschiefer und 6: Marmor mit Karbonatschiefer; jeweils z 1 und z 1-2 nach ÖNORM
4401 T4) sowie in den Derbquarzen (bzw. Quarz-Karbonat-Mobilisaten) gemessen worden. Hohe
Penetrationsraten sind vor allem in den stärker zerlegten Gebirgsbereichen aufgetreten. Charakteristischerweise waren vor allem die phyllitischen Partien stärker zerlegt (Gesteinstypen 1 - 4, jeweils ab z 2 nach ÖNORM 4401 T4) und damit gut bohrbar.
Der Verschleiß der Diskenmeißel ist insgesamt als mäßig einzustufen. Ein qualitativ oder quantitativ ungewöhnlich hoher Verschleiß wurde nicht aufgezeichnet. Es traten keine nennenswerten,
gebirgsbedingt-bohrtechnischen Probleme auf, die einem reibungslosen Vortrieb mit der TBM
entgegenstanden.
Mithilfe der TBM-Dokumentation konnte die Inhomogenität des Gebirges, der Einfluss der Gesteinstypen auf die Nettobohrgeschwindigkeit und der Einfluss von „harten“ Gesteinen - z.B.
Marmoren, Karbonatschiefern und Derbquarz schlüssig nachgewiesen werden. Dabei wurde deutlich, dass die TBM-Aufzeichnungen eine weit detailgenauere Wiedergabe der Wechselhaftigkeit
des Gebirges dokumentieren, als dies in einer geologischen Dokumentation zum Ausdruck kommen kann.
142
5 Schlußbetrachtungen
5 Schlussbetrachtungen
5.1 Welche Schlüsse sind aus den Fallstudien zu ziehen?
In den Betrachtungen der vorliegenden Fallstudien können vor allem die folgenden drei Punkte hervorgehoben werden:
1. Maßstabseffekt
Bei der Betrachtung von Phänomenen der Gebirgslösung kommt dem Maßstabseffekt eine außerordentliche
Bedeutung zu. Die Größenordnung der Phänomene spielt dabei für die Charakterisierung des Problems eine
wesentliche Rolle.
Die Voruntersuchungen zum Zwecke der Gebirgslösung, bei denen der Betrachtungsmaßstab in der Größenordung von Zentimetern bis Dezimetern liegt, müssen einen anderen Schwerpunkt haben als Voruntersuchungen für die Stabilitätsabschätzung in einem auszubrechenden Hohlraum, bei denen Größenordnungen
von einigen Metern bis Zehner Metern im Vordergrund stehen. Durch den Einfluss des Maßstabseffekts ist
es unmöglich, mit dem gleichen Voruntersuchungsprogramm, das für eine Prognose der Gebirgsstabilität (im
Zehner-Meter-Bereich) ausgelegt ist, eine seriöse Prognose für die Gebirgslösung (im Meter- und Zentimeterbereich) durchzuführen.
2. Geologische Diversität
Ein Untersuchungsprogramm sollte von einem erfahrenen Ingenieur-Geologen betreut werden und sollte sich
auf die geologischen Bedingungen des Projektareals und dessen besonderes Problem konzentrieren. Der Einfluss der Phänomene des Gebirges auf die Gebirgslösung kann ungleich größer sein als derjenige der felsmechanischen Kennwerte des Gesteins. Geologische Probleme können die Wirtschaftlichkeit eines Vortriebs
sehr schnell in Frage stellen, insbesondere dann, wenn es sich herausstellt, dass für die vorliegenden (nicht
vorhergesehenen) Untergrundverhältnisse ein ungeeignetes Vortriebsverfahren gewählt worden ist. Deshalb
sollte in einem Vorerkundungsprogramm der Untersuchung der geologisch-petrographischen Aspekte das
gleiche Gewicht beigemessen werden wie der Ermittlung der geotechnischen Kennwerte des zu durchörternden Gebirges.
3. Probennahme & Laboruntersuchungen
3. a) Repräsentative Probennahme
Eine nicht repräsentative Probennahme zusammen mit einer zu geringen Anzahl von Felstests kann ein verzerrtes oder gar falsches Bild der tatsächlichen geotechnischen Situation wiedergeben. In einem Untersuchungsprogramm sollten immer für jeden notwendigen Parameter sowohl der durchschnittliche Kennwert als
auch Minimal- und Maximalwerte angegeben sein. In jedem Fall ist es notwendig, die härtesten und weichsten Lagen oder Komponenten zu suchen und - so irgend möglich - sowohl mit einfachen Feldmethoden
(auch der Hammerschlag ist ein wirksamer „Feldtest“) als auch mit Labormethoden - Kennwerte zu ihrer
Charakterisierung zu ermitteln. Obwohl dies eine Binsenweisheit zu sein scheint stellt dies aller Erfahrung
nach den häufigsten Fehler bei Voruntersuchungen dar.
3. b) Erfassung der „härtesten Partien“
Insbesondere in Gesteinen, die sehr heterogen zusammengesetzt sind, wie beispielsweise in Fanglomeraten
mit sehr harten und festen Komponenten (Altenbergtunnel), Sandsteinen mit harten Karneoldolomit- oder
Quackenlagen (Meisterntunnel Bad Wildbad, U-Bahn Nürnberg) oder Tonschiefer-Quarzit-Wechselfolgen
(Abwasserstollen Zeulenroda) ist nicht der Mittelwert der geotechnischen Kennwerte maßgebend. In diesen
Fällen hat es sich gezeigt, dass sowohl die durchschnittliche Fräsleistung als auch der Meißelverbrauch von
den Maximalwerten bzw. den „hardest inclusions“ gesteuert wird. Der Verbrauch an Rundschaftmeißeln
wurde dabei besonders von der Kombination von harten neben weichen Partien oder Lagen im Gebirge bestimmt, was typischerweise zu einer Erhöhung der Meißelbrüche (vgl. Verschleißklassen) führt.
3. c) Erfassung der „weichsten Partien“
Manchmal verursacht das „schwächste Glied der Kette“ ebenfalls Probleme - vor allem in Kombination mit
Wasser (U-Bahn Nürnberg). Mürbe, sehr tonreiche Sandsteine bzw. Sandstein-TonschluffsteinWechselfolgen können bei der Gebirgslösung zusammen mit geringen Wassermengen einen schwer förderbaren Schlamm ergeben. Der erzeugte Schlamm kann durch herkömmliche Ladeeinrichtungen nur schwer
5 Schlußbetrachtungen
143
gefördert und abtransportiert werden, insbesondere dann, wenn die Verhältnisse nicht vohergesehen sind und
ein Umbau der TSM vor Ort nicht mehr möglich ist. Die in solchen Untergrundverhältnissen üblicherweise
hervorragenden Nettoschneidleistungen werden durch die Schutterprobleme de facto zunichte gemacht.
Unserer Erfahrung nach werden die meisten Probleme im Zuge der Gebirgslösung durch eine Fehleinschätzung der geologischen Parameter bzw. Umstände verursacht. Zunächst müssen die geologischen Grundlagen
der Gebirgslösung untersucht und verstanden werden, bevor geotechnische Kennwerte erhoben und interpretiert werden können.
5.2 Hinweise zu Voruntersuchungen
Voruntersuchungen werden in der Regel bereits im Hinblick auf eine bestimmte Vortriebsmethode abgestimmt. Bei der Wahl der wirtschaftlichen Vortriebsmethode stehen naturgemäß technische Faktoren des
Bauablaufs und der Rentabilität – insbesondere bei kurzen Tunnellängen – im Vordergrund. Beispielsweise
werden für die vergleichsweise immer relativ kurzen innerstädtischen Umfahrungstunnel selten Tunnelbohrmaschinen eingesetzt. Aber auch Gebirgs- und Gesteinseigenschaften bestimmen maßgebend die Wirtschaftlichkeit der Vortriebsmethode. In Tab. 22 sind die Problemstellungen und deren Einflussfaktoren im
Zuge der Planung exemplarisch zusammengestellt.
Tab. 22: Übersicht über die Problemstellungen bei der Gebirgslösung im Zuge der Planung von Tunnelprojekten.
Gebirgslösung
Problemstellung
Faktoren
Methode
Wahl einer wirtschaftlichen
Vortriebsmethode
Technische Faktoren
Tunnellänge, Ausbruchsquerschnitt etc.
Gebirge
Gebirgs- & Gesteinseigenschaften
(wie unten aufgeführt)
Baufortschritt Abschätzung der
Vortriebsgeschwindigkeit
Verschleiß
Baubetrieb & Logistik
Gebirge & Gebirgsverhalten (Stabilität)
Art und Umfang der Sicherungsmaßnahmen
Abschätzung von Nettowerten wie
Netto-Bohrgeschwindigkeit
(Bohren & Sprengen),
Schneid- oder Fräsleistung
(Teilschnittmaschine),
Penetration (Tunnelbohrmaschine)
Technische Faktoren:
Leistung der Maschinen, Art der Energieübertragung, Art und Anordnung der Werkzeuge
Gesteinseigenschaften:
Zähigkeit Zerstörungsarbeit (THURO 1996 a),
Einaxiale Druckfestigkeit, Art des Bindemittels
und Qualität der Kornbindung, Porosität / Porenvolumen (Trockenrohdichte)
Gebirgseigenschaften:
Abstand und Orientierung der Trennflächen,
Anzahl der Trennflächenscharen, Verwitterung,
Besonderheiten wie hydrothermale Zersetzung,
Quellfähigkeit,
Lebensdauer und Verbrauch von Bohrkronen, Rundschaftmeißel, Diskenmeißel
(direkt an der Ortsbrust)
Verschleiß an Material wie Bohrstangen, Meißelhalter, Lager, Hydraulik- und
Antriebsaggregate und andere verschleißrelevanten Maschinenteilen
Gesteinseigenschaften
Mineralzusammensetzung, Verzahnungsgrad &
Bindemittel (s.o.), Gesteinsabrasivität
Gebirgseigenschaften
Trennflächengefüge, Verwitterung, Besonderheiten (s.o.)
Während der Wahl einer wirtschaftlichen Vortriebsmethode in einem Gebirge bei der Planung meistens noch
eine gewisse Priorität eingeräumt wird, werden spezielle Untersuchungen zum erzielbaren Bohr- oder Fräs-
144
5 Schlußbetrachtungen
fortschritt und zum Verschleiß der Werkzeuge momentan nur selten durchgeführt. Eine positive und mustergültige Ausnahme bilden die im Jahr 1995/96 durchgeführten Voruntersuchungen zum Schönbergtunnel/Umfahrung Schwarzach im Land Salzburg (EDER & STADLMANN 1998). Die Kenntnis der Zusammenhänge und Hintergründe der Einflussgrößen auf die Gebirgslösung ist aber notwendig, um die Auswahl des
Vortriebsverfahrens zu erleichtern, den Arbeits-, Bohr- oder Fräsfortschritt abzuschätzen und vor allem die
Kosten dafür zu kalkulieren. Die Unsicherheit in der Kalkulation stellt ein beträchtliches Kostenrisiko für
den Bauherrn und das ausführende Unternehmen dar. Ist die Gebirgslösung erschwert, kann dies letztlich
auch zur Kostensteigerung bei Großprojekten beitragen.
In Abb. 160 sind die wichtigsten Einflussfaktoren der Gebirgslösung sowie die wichtigsten Schlüsselfaktoren, die es zu untersuchen gilt, zusammengestellt.
Einflussfaktoren bei der Gebirgslösung
Abb. 160:
Gestein
Gebirge
Gesteinszusammensetzung
Mineralbestand - Abrasivität
Trennflächengefüge:
Abstände, Ausbildung, Durchtrennungsgrad
Verzahnungsgrad
Bindemittel
Raumausfüllung - Dichte
Anisotropie: Orientierung, Ausbildung
Primärspannungszustand
Verwitterung: Art und Umfang
Festigkeit: Druck-Zug-Scherung
Zähigkeit: Elastoplastisches Verhalten
hydrothermale Zersetzung
Quellvermögen und weitere Besonderheiten
Schlüsselfaktoren Gestein
Schlüsselfaktoren Gebirge
äquivalenter Quarzgehalt
Porosität/Trockenrohdichte
Zerstörungsarbeit
(Point-Load-Index)
Trennflächenabstände
Orientierung der Schieferung
Verwitterungs-/Zersetzungsgrad
(Besonderheiten)
Übersicht über die geologischen und geotechnischen Einflussfaktoren bei der Gebirgslösung
Aus den Erfahrungen bei den untersuchten Tunnelprojekten wurde ein Untersuchungsprogramm zusammengestellt, welches bei Vorerkundungen für Tunnel- und Stollenprojekte helfen soll, Gestein und Gebirge im
Hinblick auf die Gebirgslösung besser einzuschätzen. Das Untersuchungsprogramm ist einfach anwendbar
und kommt ohne spezielle Versuche aus, die in der Baupraxis in der Regel aus Kosten- und Zeitgründen
nicht zur Anwendung kommen. Es baut auf den üblichen Voruntersuchungen zu einem Tunnelprojekt auf
und soll diese lediglich ergänzen.
Die zusätzlichen Untersuchungen sind im allgemeinen nicht besonders kostenintensiv und können von jedem
gut eingerichteten Prüflabor durchgeführt werden. Wesentlich ist, dass die Ergebnisse und die Versuchsmethodik transparent aufbereitet werden und sowohl für den Planer als auch für den Bieter nachvollziehbar
sind. Ein empfohlenes Standard-Untersuchungsprogramm, welches im Zuge von geotechnischen Voruntersuchungen im Vorfeld eines Tunnelprojekts zur Ausführung kommen sollte, wird in Abb. 161 vorgestellt.
Zur Abschätzung der Vortriebsgeschwindigkeit gehört neben dem Baubetrieb vor allem das geomechanische
Gebirgsverhalten, welches die Art und den Umfang der Sicherungsmaßnahmen bestimmt. Über die Ermittlung von Nettowerten (Bohr-, Fräs-, Schneidgeschwindigkeit) können Abschlagszeiten oder Vortriebsleistungen abgeschätzt werden. Dazu sind sowohl eine Reihe von technischen Faktoren erforderlich als auch die
Gesteins- und Gebirgseigenschaften (Abb. 160). Die Prognose des Verschleißes ist eine weitere Problemstellung, die im wesentlichen auf die Ermittlung der mineralogischen Zusammensetzung, den Verzahnungsgrad
des Mikrogefüges, die Art des Bindemittels und die Qualität der Kornbindung sowie der Porosität zurückgeht. Neben Verschleißindices (z.B. dem Cerchar Abrasivitäts Index CAI und dessen Erweiterung, den Rock
Abrasivity Index RAI) ist der äquivalente Quarzanteil bisher der wichtigste Indikator.
5 Schlußbetrachtungen
145
Untersuchungsprogramm im Hinblick auf die Gebirgslösung
Abb. 161:
Geologische Voruntersuchungen
Geologisches Inventar
Ingenieurgeologische Kartierung
Gesteins- und Gebirgsbeschreibung
quantitative Aufnahme des Trennflächengefüges
nach den IAEG & ISRM-Empfehlungen bzw.
nach der Scanline-Methode (Priest 1993)
Geologisches 3D-Modell
Geologische Vorgeschichte
Primärspannungsverhältnisse
Hangbewegungen
Exposition zu Naturgefahren
(Hochwässer, Erdbeben ...)
Wasserverhältnisse
Gebirgs-Inhomogenität
Gebirgs-Anisotropie
Trennflächenabstände
Störungszonen
Verwitterung
Hydrothermale Zersetzung
Geologische Besonderheiten
wie z.B. Quellvermögen
Geotechnische Kennwerte
Geotechnischer "Steckbrief"
Probennahme aus Bohrkernen aus
Aufschlussbohrungen; Qualität
wenn möglich, Kernentnahme aus der Leibung
eines Sondierstollens / Nischen
Zerstörungsarbeit
Einaxiale Druckfestigkeit
Elastizitäts-/Verformungsmodul
Spaltzugfestigkeit
Verhältnis Druck-/Zugfestigkeit
Trockenrohdichte & Porosität
Einfluss der Verwitterung,
Anisotropie, Inhomogenität ...
Äquivalenter Quarzanteil
Verschleißtest CAI
RAI
Petrographische Beschreibung
Petrographischer "Steckbrief"
Dünnschliffanalyse (in jedem Fall anderen
Verfahren vorzuziehen)
Mineralzusammensetzung
Mikrogefüge
Dünnschliffdokumentation
Modalanalyse der Mineralanteile
Äquivalenter Quarzanteil
Beurteilung des Gefüges
hinsichtlich Verzahnungsgrad
Empfehlungen für ein Untersuchungsprogramm in Hinblick auf die Gebirgslösung.
Die in Abb. 160 genannten Schlüsselfaktoren von Gestein und Gebirge sind gut messbare Einflussparameter,
von denen einige in vorliegendem Beitrag besonders herausgearbeitet wurden.
5.3 Möglichkeit einer Prognose der Gebirgslösbarkeit
Auf der Basis der in dieser Arbeit vorgestellten Parameter der Basis-Gebirgslösbarkeit (Abschnitt 3.2 ab Seite 53) lässt sich bereits eine brauchbare Prognose für Bohrgeschwindigkeit und Bohrkronenverschleiß beim
Bohr- und Sprengvortrieb durchführen. Für den Vortrieb mit Teilschnittmaschinen ist dies für die Fräsleistung bereits gut, für den Verschleiß zumindest bedingt möglich. Durch die große Varianz in den TBM-Typen
(Leistung, Bauausführung, Schneidradgeometrie, Werkzeugbestückung) erscheint eine Vorhersage der
Schnittgeschwindigkeit auf der Basis geotechnischer Kennwerte und im Hinblick auf den starken geologischen Einfluss (Trennflächengefüge, Anisotropie, Festigkeitsunterschiede) zur Zeit nur bedingt durchführ-
146
5 Schlußbetrachtungen
bar. Hierbei sei auf die ausführliche Literatur verwiesen (u.a. BÜCHI 1984, EWENDT 1989, GEHRING 1995,
1997, RUTSCHMANN 1974, SANIO & KUTTER 1982, WANNER 1975 a, b). Hierfür bieten z.Zt. der Lötschberg- und der Gotthard-Basistunnel ein ideales Untersuchungspotential.
Bei einer Prognose mittels einaxialer Druckfestigkeit muss angemerkt werden, dass die Unsicherheit (große
Standardabweichung) relativ groß ist. Allerdings hat die einaxiale Druckfestigkeit den Vorteil, dass sie z.B.
auch über den Point-Load-Test ermittelt werden kann. Dadurch lassen sich auch in Bereichen, in denen keine
Prüfkörper für Zylinderdruckversuche gewonnen werden können, Aussagen über die Festigkeit und den
Bohrfortschritt in Gesteinen treffen.
Eine Prognose mit Hilfe der vorgestellten Korrelationskurven von Zerstörungsarbeit, Druckfestigkeit und
äquivalentem Quarzgehalt ist prinzipiell nur im Bereich der bisher erhaltenen Werte sinnvoll. Zu beachten ist
auch, dass die Gerätschaft den technischen Daten der in dieser Arbeit vorgestellten maschinellen Parametern
vergleichbar sein muss. Dies gilt im besonderen Maße für die Leistung (Bohrhämmer, Fräskopf, Schneidrad)
und für die eingesetzten Werkzeugformen. Dabei ist zu berücksichtigen, dass auch in Zukunft die Entwicklung neuer Geräte und Werkzeuge weitergehen wird. Nicht zuletzt spielt die Qualifikation der Vortriebsmannschaften eine große Rolle.
Für besonders zähe und als schwer bohrbar geltende Gesteine wie Amphibolite, Eklogite, Granulite fehlt
bisher noch die Datenbasis. Besonders wichtig wäre es in diesem Zusammenhang, durch verstärkte Grundlagenforschung die theoretischen und praktischen Erkenntnisse über die spezifische Zerstörungsarbeit zu vertiefen und ihre Ermittlung im Versuch zu standardisieren. Da es häufig problematisch ist, Proben für Zylinderdruckversuche mit einem Längen- Durchmesserverhältnis von 2:1 zu gewinnen, wäre es günstig, die
Tests bezüglich der Bohrbarkeit auf ein Verhältnis von 1:1 zu reduzieren. Dabei ist der Maßstabseffekt, der
die Ergebnisse ganz wesentlich steuert, entsprechend zu berücksichtigen (THURO et al. 2001)
Erschwernisse bei der Gebirgslösung
Geologische Rahmenbedingungen, die einer direkten Vorhersage von Leistungs- und Verschleißparametern
entgegenstehen, könnten folgender Art sein:
Ungünstige Lage des Bauwerks zur vorherrschenden Gefügerichtung (z.B. bei einer Tunnelachse
parallel zur Schieferung und mittelsteilem Einfallen)
Aktive Hangbewegungsprozesse, wenn sich das Bauwerk in entsprechend ungünstiger Position
befindet (z.B. Lehnenlage des Tunnels)
Aufgelockertes Material, das im Bereich von tiefgründigen Kriechbewegungen angetroffen werden kann
Offene Klüfte im Verwitterungsbereich in Oberflächennähe
Mit tonig-schluffigem oder anderem Lockermaterial gefüllte Klüfte
Material in Störungszonen, das zerbrochen, zerschert und mylonitisiert vorliegen kann und z.B.
häufig stark mit Härtlingen durchsetzt ist („Störungsfische“, „Knockers“ oder „Bimrock“)
Verwittertes Gestein, das in ganz unterschiedlichen Verwitterungszuständen z.T. in sehr engem
Wechsel nebeneinander vorliegen kann
Hohe Festigkeitsunterschiede zwischen Gestein und Verwitterungsbildungen, Störungsmaterial
oder Kluftfüllungen
Harte Lagen, insbesondere, wenn sie annähernd parallel zur Vortriebsrichtung verlaufen
Veränderliche feste Gesteine mit Wasserzuflüssen
Hohe Wasserzuflüsse
Hohe Primärspannungen im Gebirge
Besonderheiten im Gestein oder Gebirge wie das Quellvermögen von Kluftfüllungen oder verwitterten Komponenten
Diese geologischen Rahmenbedingungen können zu geotechnischen Erschwernissen führen, die in einer
Prognose nur sehr bedingt quantifizierbar sind. Unter Gebirgslösungs-Erschwernissen werden Faktoren zusammengefasst, die sowohl den direkten Arbeitsfortschritt reduzieren als auch beispielsweise das Besetzen
5 Schlußbetrachtungen
147
von Bohrlöchern mit Sprengstoff oder das Abfördern von bereits gelöstem Material behindern können. Deswegen sind die folgenden Ausführungen nur als Hinweise möglicher Probleme beim Bohren zu sehen.
Zu den besonderen, beim konventionellen Bohr- und Sprengvortrieb auftretenden Bohrerschwernissen können gezählt werden:
Festbohren in offenen oder mit einem Ton-Schluff-Gemisch gefüllten Klüften
Festklemmen durch zufallende Bohrlöcher in Gebirge geringer Stabilität z. B. in Störungszonen,
stark verwitterten Zonen oder quellfähigen Tonen
Hoher Kaliberverschleiß und geringe Bohrgeschwindigkeiten durch hohe Primärspannungen im
Gebirge
Verstopfen von Spülöffnungen der Bohrkrone durch weiches Material zum Beispiel Verwitterungsbildungen, durch tonig-schluffige Mylonite in Störungszonen oder durch Kluftfüllungen
Schwieriges Beräumen der Sprenglöcher für das Besetzen mit Sprengstoff
Abklemmen oder Abreißen von Zündleitungen oder Zündschnüren
Unterbrechung der Ladung und dadurch unvollständige Zündung des geladenen Sprengstoffs
Verpuffung der Ladung in offenen Klüften
Probleme beim Besetzen und Zünden durch hohe, zufließende Wassermengen
Probleme mit Leitungskurzschlüssen in elektrisch leitfähigen Gesteinen (z.B. in Graphitphylliten
wie beim Schönbergtunnel, Schwarzach)
Zu Erschwernissen beim Vortrieb mit Teilschnittmaschinen und auch von Tunnelbohrmaschinen können beispielsweise gezählt werden:
Verkleben des Fräskopfes oder Schneidrades in bindigen Lockergesteinen bzw. in veränderlich
festen Gesteinen mit geringen Wasserzuflüssen
Probleme bei der Abförderung des Fräs- oder Schneidgutes durch Schlammbildung in veränderlich festen Gesteinen mit hohen Wasserzuflüssen
Hoher Verschleiß und geringe Fräs- oder Schneidgeschwindigkeiten durch eine sehr inhomogen
aufgebaute Ortsbrust – z.B. durch eingeschaltete Härtlingslagen oder harte Komponenten
Hoher Verschleiß und geringe Fräs- oder Schneidgeschwindigkeiten durch starke Variation von
Gesteinskennwerten (Werten der Einaxialen Druckfestigkeit, der Zerstörungsarbeit, des Äquivalenten Quarzgehalts) bei hoher Änderungsfrequenz
Hoher Verschleiß der Fördereinrichtungen bei abrasiven Gesteinen
Probleme, die durch große Härtlingsblöcke in einer weniger festen Matrix bedingt sind (Lösbarkeit und Förderbarkeit)
Probleme, die durch große Kluftkörper mit starker Teilbeweglichkeit im Gebirge bedingt sind
(Lösbarkeit und Förderbarkeit), z.B. bei einer, durch mittelstarke Verwitterung stark herabgesetzten Kluftreibung
Probleme, die durch kleine Kluftkörper oder durch Auflockerung an der Ortsbrust bedingt sind
(z.B. dadurch Rotieren des TBM-Schneidrads ohne Penetration)
Alle Probleme, die durch einen Stabilitätsverlust des ungesicherten Bereichs bedingt sind (Blockieren des TBM-Schneidrads, Verklemmen der Maschine etc.)
Diese Aufstellung erhebt keinerlei Anspruch auf Vollständigkeit und wird fast durch jedes – im Hinblick auf
die Gebirgslösung problematische – Tunnelprojekt um einige Punkte ergänzt. Trotzdem lassen sich die
Schwierigkeiten ermessen, die aufgrund ungenügender geologischer Voruntersuchungen entstehen können.
Das Prognostizieren der oben genannten Probleme lediglich anhand von Aufschlussbohrungen oder sogar
nur anhand einzelner Proben aus ihnen ist schwierig und mit einer hohen Unsicherheit behaftet. Häufig sind
die Probleme, die durch das Gebirge hervorgerufen werden, weniger relevant als diejenigen des zu lösenden
Gesteins. Diese Einflüsse werden in der Praxis aber immer dann mengenmäßig bzw. zeitmäßig relevant,
wenn es sich um ungewöhnliche Gebirgsverhältnisse oder um ein Zusammentreffen ungünstiger Umstände
handelt. Leider ist die Baugeologie – zumindest in Streitfällen – sehr oft eine Geologie der Besonderheiten.
Sehr häufig besteht die Ingenieurgeologie in der Erfassung der Abweichung von der Normalausbildung.
148
6 Literatur
6 Literatur
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156
7 Anhang
7 Anhang: Auswertung & Statistik
7.1 Vorgehensweise
Es wurde danach getrachtet, möglichst vollständige Datensätze eines jeden Gesteins (bzw. Gebirges) zu
erstellen. Nach jeder Bohr- oder Fräszeitenmessung, die mit einer ingenieurgeologischen Aufnahme der
Tunnelortsbrust und einer Bestimmung des spezifischen Sprengstoffverbrauchs verbunden war, wurden Proben für die Laboruntersuchungen entnommen. Die Proben wurden in Form von großen Blöcken an den Lehrstuhl für Allgemeine, Angewandte und Ingenieurgeologie transportiert und im dortigen Felslabor weiterverarbeitet. Eine Ausnahme bildeten Kernbohrungen aus Tunnelleibungen, deren Entnahmestellen aber ebenfalls in unmittelbarer Nähe von Bohrzeitenmessungen liegen.
Bei den felsmechanischen (z.B. einaxiale Druckfestigkeiten), petrophysikalischen (z.B. Trockenrohdichte/Porenvolumen) und petrographischen Kennwerten (z.B. Äquivalenter Quarzgehalt; vgl. THURO 1996 a)
wurden sowohl Einzelwerte als auch Mittelwerte für die jeweiligen Gesteine ermittelt.
Einzelwerte:
Für jede Entnahmestelle („Abschlag“ im Tunnel) wurde jeweils ein arithmetischer Mittelwert für die untersuchten Parameter (z. B. Bohrgeschwindigkeiten, felsmechanische Kennwerte) gebildet. Die Merkmale der Gesteine (z. B. Mineralzusammensetzung) und des Gebirgsverbands (geologische Aufnahme) wurden dazu dokumentiert. Die so gewonnenen Einzelwerte stellen hauptsächlich die Datenbasis für die Untersuchung von Zusammenhängen
mit der Bohrgeschwindigkeit dar.
Mittelwerte:
Für bestimmte Homogenbereiche, die entweder einen Gebirgstyp oder ein bestimmtes Gestein umfassen können, wurden Mittelwerte aus den Einzelwerten der jeweiligen Entnahmestellen gebildet. Auch hier wurden die gemeinsamen Gesteins- und Gebirgsmerkmale dokumentiert und für die Gesteine eine durchschnittliche Mineralzusammensetzung ermittelt. Die
Mittelwerte bilden die Datenbasis für die Untersuchungen von Korrelationen der Leistungsund Verschleißparameter mit gesteins- und gebirgsmechanischen Parametern. Mittelwerte
haben den Vorteil, dass der statistische Fehler aufgrund der größeren Datenanzahl geringer
ist als bei Einzelwerten, „Ausreißer“ werden dadurch eher egalisiert.
Die so erhaltenen Werte dieser „Parameter-Matrix“ wurden überwiegend in xy-Diagrammen dargestellt, um
signifikante Abhängigkeiten der Leistungs- und Verschleißparameter aufzuzeigen. Auf die Darstellung als
3D-Diagramme wurde der Übersichtlichkeit halber verzichtet. Die Beziehungen zwischen den Wertepaaren
wurden statistisch ausgewertet.
7.2 Statistische Auswertung
Grundlagen einer statistischen Untersuchung sind nach NOACK (1980):
eine ausreichende Anzahl von Werten (mit n > 100, besser noch höher),
die homogene Verteilung der Werte über den gesamten Wertebereich („Normalverteilung“)
und eine Probenauswahl, die über eine nicht gesteuerte, sondern zufällige Stichprobe erfolgt.
Diese Anforderungen sind so hoch angesetzt, dass sie übliche geologisch-felsmechanische Untersuchungen
niemals erfüllen können.
Die geforderte, hohe Anzahl von Werten kann aufgrund der schwierigen Probenbeschaffung nicht
eingehalten werden. Sowohl die Tunnelprojekte als auch die eigentlichen Entnahmestellen mussten
so ausgewählt werden, dass alle erforderlichen Kennwerte bzw. Parameter auch tatsächlich erhoben
werden konnten.
Obwohl versucht wurde, möglichst immer Werte aus dem gesamten Wertebereich zu erhalten, weisen felsmechanische Untersuchungen stets „Lücken“ auf - z. B. typischerweise im Bereich niedriger
und hoher felsmechanischer Kennwerte (z. B. Druckfestigkeiten). Gerade bei den hohen oder gar extremen Werten müssten mehr (und höhere) Werte in die Untersuchung Eingang finden. Eine Normalverteilung ist deshalb nicht immer gewährleistet.
Eine nicht gesteuerte, sondern zufällige Probennahme kommt bei vorliegenden Untersuchungen gar
nicht erst in Frage. Die Gesteine (bzw. das Gebirge) wurden gezielt ausgewählt und nach Möglich-
7 Anhang
157
keit inhomogene Bereiche oder Bereiche mit unbekannten Parametern wissentlich ausgeschlossen.
Nur so kann unseres Erachtens eine hohe Qualität der erhaltenen Messwerte gewährleistet werden.
Trotzdem sollen auch in dieser Arbeit statistische Analyseverfahren helfen, Zusammenhänge zu finden und
ihre Qualität zu beurteilen.
Verwendete statistische Methoden
Reihenstatistik
Bei allen Parametern wurden innerhalb jeder Entnahmestelle zur Ermittlung der Einzelwerte deskriptive
Maßzahlen errechnet (vgl. NOACK 1980: 494 ff., GRÄNICHER 1994: 3-1 ff.). Diese statistischen Werte erscheinen zum größten Teil aber nicht explizit in dieser Arbeit, sondern dienen nur zur „Qualitätssicherung“.
In Tab. 23 sind die verwendeten statistischen Kennwerte aufgeführt und kurz erläutert.
Tab. 23: Berechnung der statistischen Maßzahlen bei Reihenanalysen.
Anzahl der Werte:
Minimum:
Maximum:
n - Zahl der gültigen Messwerte
min - Kleinster gültiger Messwert
max - Größter gültiger Messwert
Mittelwert:
X=
1
n
n
∑x
i
- Summe der Werte, geteilt durch die Anzahl der gültigen Messwerte (a-
i =1
rithmetisches Mittel)
Standardabweichung:
xσn =
1
n
n
∑(x
i =1
i
− X)
2
- Sie gibt die durch zufällige Schwankungen bedingte Ab-
weichung vom arithmetischen Mittelwert an.
Häufig wurde zur Charakterisierung der Messwerte in Kurven neben dem Mittelwert auch die Standardabweichung als Fehlerbalken eingezeichnet.
Kurvenanpassung
Wenn im Zuge einer Untersuchung Werte gemessen werden, sind diese immer mit Fehlern behaftet. Neben
Messfehlern können beispielsweise auch Inhomogenitäten im Gestein zu natürlichen Schwankungen der geologisch-felsmechanischen Kennwerte führen. Meist sind solche Fehler nicht systematisch, sondern führen
dazu, dass die gemessenen Werte zufällig um die „wahren“ Werte schwanken. Regressionsverfahren oder
Kurvenanpassungen haben zum Ziel, aus den gemessenen Werten der Datenmenge einen mathematischen
Zusammenhang der zugrundeliegenden „wahren“ Werte herauszufinden. Dazu versuchen Regressionen und
Kurvenanpassungen eine gegebene Funktion optimal an die Messwerte anzupassen. Das Ergebnis der Berechnung wird als Kurve in die Punktwolke der Daten gezeichnet. Wie gut der vermutete Zusammenhang in
die durch die Messwerte erfasste Realität passt, erkennt das Auge meist sofort; rechnerisch wird die Güte der
Anpassung durch den Korrelationskoeffizienten R, die Standardabweichung yσ(n-1) und das Bestimmtheitsmaß R² ausgedrückt.
Mit Hilfe der Methode der kleinsten Fehlerquadrate (least square-Kriterium) wird durch die Punktewolke eine Kurve gelegt, welche die geringsten Abweichungen von allen Messpunkten aufweist. Mathematisch ausgedrückt werden alle Parameter solange variiert, bis die Summe der Abweichungsquadrate ein Minimum angenommen hat (NOACK 1980: 494 ff., GRÄNICHER 1994: 6 ff). Tatsächlich „passt“ diese Kurve auch für das
Auge am besten in die Wolke der Messpunkte. Ein durch ein solches Verfahren erhobener Zusammenhang
gilt also nur in dem Bereich, in dem auch tatsächlich gemessen wurde. Eine Extrapolation über diesen Bereich hinaus ist nicht zulässig.
Lineare Regression (forecast)
Die lineare Regression entspricht der Geradengleichung f(x) = a + b⋅x und wird auch als „Forecast“ oder
„Polynomregression 1. Grades“ bezeichnet. Dabei wird versucht, eine Gerade möglichst optimal durch die
Messwerte zu legen. Die resultierende „Kurve“ ist immer eine Gerade, deren Schnittpunkt mit der Y-Achse
durch den Parameter „a“ und deren Steigung durch den Parameter „b“ beschrieben wird. In der einfachen
Form y=a⋅x bezeichnet a die Steigung und die Gerade verläuft durch den Nullpunkt.
158
7 Anhang
Logarithmische Regression
Die meisten Zusammenhänge lassen sich nicht mit Geraden beschreiben. Wenn nicht bereits ein mathematisches Modell, d. h. eine Berechnungsformel existiert, wird häufig als einfachstes Verfahren die logarithmische Regression der einfachsten Form f(x) = a + b⋅ln x verwendet. Diese Kurvengleichung wurde deshalb
auch in vorliegender Arbeit für alle nichtlinearen Korrelationen benutzt. Dies hat den Vorteil der leichten
Nachvollziehbarkeit und der guten Vergleichbarkeit der gefundenen Zusammenhänge. Die logarithmische
Formel wies außerdem den durchwegs höchsten Korrelationskoeffizienten im Vergleich aller getesteten mathematischen Modelle auf.
Bei fast allen xy-Diagrammen (Liniengrafiken) wurden die Beziehung mit einer Kurvenanpassung angenähert und nach Erfordernis wichtige statistische Maßzahlen mit dem Diagramm ausgegeben. Eine Faktorenanalyse halten wir für nicht zielführend. Dabei wird die Summe aller in Frage kommenden Parameter xi mit
Faktoren mi versehen und dem untersuchten Bohrbarkeitsparameter gegenübergestellt, z. B. in der Form
Bohrgeschwindigkeit vB = m1⋅UCS + m2⋅E + m3⋅Wz + m4⋅SPZ + ...
wobei mi auch eine Funktion (z. B. a⋅ln [xi]) darstellen kann. Bei dieser Vorgehensweise werden leicht signifikante Zusammenhänge verschleiert, die in der großen Faktorenmenge untergehen. Außerdem ist diese
rechnerische Statistik wenig anschaulich.
In Abb. 162 sind die für die erfolgte Kurvenanpassung berechneten, statistischen Maßzahlen aufgeführt und
erläutert (nach GRÄNICHER 1994). Nach Erfordernis wurden alle oder ein Teil dieser Kenngrößen ebenso wie
die errechneten Parameter a bzw. b der Kurvengleichung mit dem Diagramm ausgegeben. Die mit einem *
angegebenen Kennwerte sind nur für das Verständnis notwendig und wurden nicht aufgeführt. Fehlerquadrate sind aus Gründen der Übersichtlichkeit nicht angegeben. Die schattierten Felder sollen die als Ordinate
eingezeichnete Klassifizierung visualisieren. Die zusätzlichen Zahlenwerte auf der Abszisse zeigen den
nächsten, gerundeten Kennwert der Feldgrenze an.
Fräsgeschwindigkeit
50
130 kW-Teilschnittmaschine
sehr hoch
Kurvengleichung:
40
Fräsleistung [m³/h]
Anzahl der Werte: n=26
hoch
30
y = a+b·ln x
a = 75,7 b = -14,3
Standardabweichung:
mittel
yσ(n-1) = 8,2 m³/h
Korrelationskoeffizient:
gering
R = 0,796
20
10
Bestimmtheitsmaß:
12
0
0
25
20
50
40
sehr gering
100
60
80
100
R2 = 62% (p < 0,002%)
120
Einaxiale Druckfestigkeit UCS [MPa]
Abb. 162: Beispiel für eine statistische Auswertung (Fräsleistung gegen Zerstörungsarbeit). Im Diagramm sind die Mittelwerte der jeweiligen Größen aufgetragen. Durch die Punktewolke wurde eine logarithmische Regressionskurve gelegt. In einer Tabelle neben dem Diagramm wurden die wichtigsten statistischen Maßzahlen aufgeführt.
7 Anhang
159
Tab. 24: Berechnung und Erläuterung der statistischen Maßzahlen bei Regressionsanalysen.
Anzahl der Messwerte:
n - die Anzahl der gültigen Datenpaare.
Varianz der Residuen*:
V=
∑ (x
i
− X )( yi − Y )
n−1
mit x := ln x bei logarithmischer Regression.
Über alle Messpunkte wird die Summe der Abweichungsquadrate zwischen Messpunkt und
errechneter Kurve gebildet und durch (n-1) geteilt. Sie ist ein Maß für die Breite einer Verteilung. Varianzen lassen sich nicht direkt vergleichen, wohl aber Standardabweichungen.
Standardabweichung:
yσ ( n −1) =
∑ (x
i
− X )( y i − Y )
mit x := ln x bei logarithmischer Regression;
n−1
auch Standardabweichung der Residuen genannt. Sie errechnet sich analog zur Reihenstatistik aus der Quadratwurzel der oben beschriebenen Varianz.
Korrelationskoeffizient:
R=
∑ (x
∑ (x
i
− X )( y i − Y )
− X ) ⋅ ∑ ( yi − Y )
2
i
2
mit x := ln x bei logarithmischer Regression.
Der Korrelationskoeffizient errechnet sich aus der Quadratwurzel des Verhältnisses der Varianz der Residuen zur Varianz aller Datenpaare. Da bei nichtlinearen Formeln ein Vorzeichen keine Aussagekraft mehr hat, wird hier der Absolutbetrag des Korrelationskoeffizienten ausgegeben. Der Korrelationskoeffizient kann Werte zwischen 0 und 1 annehmen. Je
größer der Wert, desto besser wird der Zusammenhang der Messwerte durch die errechnete
Kurve beschrieben. Ein Wert von 1 etwa bedeutet, dass alle Datenpaare auf der Kurve liegen. Ein Wert von 0 bedeutet, dass die berechnete Kurve überhaupt keinen Zusammenhang
mit den Datenpaaren hat. Der Korrelationskoeffizient ist jedoch kein absolutes Maß und
lässt alleine keinen Rückschluss auf einen tatsächlichen Zusammenhang zwischen den Daten und der Kurve zu. Er muss immer im Zusammenhang mit der Anzahl der Messwerte interpretiert werden. Hilfe dazu gibt die weiter unten beschriebene Irrtumswahrscheinlichkeit
p.
Anzahl der Freiheitsgrade*: df - Dieser für die folgende Teststatistik wichtige Parameter errechnet sich aus der Differenz der Anzahl der Datenpaare und der Anzahl der geschätzten Parameter (Variablen der
Kurvengleichung). Ein Beispiel: Die Anzahl der gültigen Daten-Paare sei 29. Bei der logarithmischen Regression mit 2 zu schätzenden Parametern a und b ist df = 29 - 2 = 27.
Irrtumswahrscheinlichkeit: p - Zunächst wird aus dem Korrelationskoeffizienten und der Anzahl der Freiheitsgrade
ein Wert τ errechnet. Von diesem wird mit Hilfe der t-Verteilung die Irrtumswahrscheinlichkeit p für den Korrelationskoeffizienten gebildet (hier nicht weiter ausgeführt). Die Irrtumswahrscheinlichkeit macht eine Aussage darüber, wie groß der statistische Irrtum ist,
wenn eine Korrelation für signifikant gehalten wird. Eine wichtige Angabe dazu ist die Anzahl der Freiheitsgrade df. Zum Beispiel bedeutet p = 1 hier eine Irrtumswahrscheinlichkeit
von 100%, analog dazu bedeutet p ≤ 0,05 eine Irrtumswahrscheinlichkeit von kleiner oder
gleich 5%. Ein Wert p ≤ 0.01 bedeutet z. B., dass der gefundene Korrelationskoeffizient mit
höchstens 1% Unsicherheit keinen zufälligen Zusammenhang zwischen Datenpaaren und
errechneter Kurve beschreibt. Die hier durchgeführte Berechnung über die t-Verteilung basiert auf einer angenommenen Normalverteilung der Grundgesamtheit der Messwerte.
Bestimmtheitsmaß:
R 2 = 1 − (1 − R 2 )
n−1
n−k
mit k = Anzahl der geschätzten Parameter (z. B. 2);
auch Determinationskoeffizient genannt. Das Quadrat des Korrelationskoeffizienten gibt
den Anteil der Varianz an, der durch die Regression aufgeklärt wird. Zusätzlich wird mit
dem hier verwendeten Koeffizienten R² eine bessere Schätzung der aufgeklärten Varianz
geliefert, da er sich auf die Anzahl der gültigen Messwerte bezieht.
Das Bestimmtheitsmaß gibt also an, wie viele der Messwerte mit der angegebenen Kurvengleichung erklärt werden
können. Es stellt deshalb das wesentliche Maß für die Qualität der gefundenen Korrelation dar. So bedeutet ein Bestimmtheitsmaß unter 50% einen schlechten, ein R2 von etwa 70% noch einen guten , ein R2 von etwa 80% einen sehr
guten und ein R2 von ca. 90% einen hervorragenden Zusammenhang der verknüpften Größen.
160
Tab. 25: 7.3 Tabelle der verwendeten Tunnelprojekte in Kurzform.
7 Anhang
Münchner Geologische Hefte (Reihe A: Allgemeine Geologie)
Heft 1
Heft 2
Heft 3
Heft 4
Heft 5
Heft 6
Heft 7
Heft 8
Heft 9
Heft 10
Heft 11
Heft 12
Heft 13
Heft 14
Heft 15
Heft A16
Heft A17
Heft A18
Heft A19
SCHENK, P. (1990): Mikrothermometrische, gefügekundliche und geochemische Untersuchungen zur
Genese der Scheelitlagerstätte Felbertal/Ostalpen.- 198 S., 60 Abb., 2 Tab.
EUR 17,40
FRITZER, T. (1991): Das Guacui-Lineament und die orogene Entwicklung des zentralen Ribeira-Belts
(Espirito Santo, Brasilien).- 196 S., 85 Abb., 4 Tab.
EUR 15,10
SIMPER, M. A. (1991): Die Naturwerksteine Nordrhein-Westfalens und Verwitterungserscheinungen
historischer Bausteine am Beispiel dortiger Grabdenkmäler.- 227 S., 72 Abb., 39 Tab., 4 Taf.
EUR 20,50
SÖLLNER, F., LAMMERER, B. & WEBER-DIEFENBACH, K. (1991): Die Krustenentwicklung in
der Küstenregion nördlich von Rio de Janeiro/Brasilien - Altersbestimmungen (U-Pb an Zirkon und RbSr an Gesteinen) an hochdruck- und -temperaturfaziellen Gesteinen des Ribeira Mobile Belt und des Sao
Francisco Kratons (Espirito Santo/Minas Gerais).- 100 S., 42 Abb., 4 Tab.
EUR 10,60
BURKHARDT, K. (1991): Petrographische und geochemische Untersuchungen an etruskischer BuccheroKeramik von den Fundorten Chiusi, Orvieto, Vulci, Tarquinia, Allumiere, Tolfa, Cerveteri, Ceri, Veji
und Rom.- 231 S., 65 Abb., 56 Taf.
vergriffen
LEHRBERGER, G. (1992): Metallogenese von Antimonit-Gold-Lagerstätten in marinen Sedimenten der
Ostkordillere Boliviens.- 204 S., 82 Abb., 15 Tab.
vergriffen
LOSKE, W.P. (1992): Sedimentologie, Herkunft und geotektonische Entwicklung paläozoischer Gesteine
der Präkordillere West-Argentiniens.- 155 S., 72 Abb., 13 Tab.
EUR 14,00
HATZL, T. (1992): Die Genese der Karbonatit- und Alkalivulkanit- assoziierten Fluorit-Baryt-BastnäsitVererzung bei Kizilcaören (Türkei).- 271 S., 111 Abb., 60 Tab.
EUR 22,80
MANNHEIM, R. (1993): Genese der Vulkanite und Subvulkanite des altpaläozoischen Famatina-Systems, NW-Argentinien, und seine geodynamische Entwicklung.- 140 S., 66 Abb., 13 Tab.
vergriffen
HECHT, L. (1993): Die Glimmer als Indikatoren für die magmatische und postmagmatische Entwicklung der Granite des Fichtelgebirges (NE-Bayern).- 221 S., 73 Abb., 17 Tab.
vergriffen
GEIGER, A. (1993): Die Geologie des Steinbruchreviers von Cachoeiro de Itapemirim (südliches
Espirito Santo, Brasilien).- 217 S., 113 Abb., 49 Tab.. 4 Taf.
EUR 16,30
KUPFERSCHIED, M.P. (1994): Geologische Untersuchungen im Tauernfenster zwischen Hollersbachtal
und Krimmler Achental: Petrographie, Strukturgeologie, Lithostratigraphie und Geobarometrie.- 160 S.,
74 Abb., 2 Tab.
EUR 15,30
FREI, M. (1994): Differenzierung und Analyse eozäner Karbonate der Ostwüste Ägyptens mit Hilfe
fernerkundlicher Methoden.- 239 S., 66 Abb., 6 Tab.
EUR 37,80
TEUPPENHAYN, J. P.(1994): Der spätpräkambrische Granit-Pegmatit-Komplex bei Perus und
umliegende Granitoidkörper im Bundesstaat Sao Paulo/SE-Brasilien: Geologische, petrographische,
geochemische und mineralchemische Untersuchungen unter zusätzlicher Beachtung akzessorischer
Zirkone.- 360 S., 112 Abb., 40 Tab.
EUR 56,20
EICHHORN, R. (1995): Isotopengeochemische und geochronologische Untersuchungen an Gesteinen und
Minralen der Scheelit-Lagerstätte Felbertal (Land Salzburg, Österreich).- 78 S, 21 Abb., 2 Tab., 2 Taf.
EUR 10,70
WEVER, T. (1996) Geowissenschaftliche Evaluierung mehrfrequenter, polarmetrischer SAR-Daten der
MAC-Europe Kampagne.- 114 S., 53 Abb., 37 Tab.
EUR 13,80
TÖPFNER, C. (1996): Brasiliano-Granitoide in den Bundesstaaten São Paulo und Minas Gerais,
Brasilien - Eine vergleichende Studie. Zirkontypologie, U-(Th)-Pb- und Rb-Sr-Altersbestimmungen.
- 258 S., 49 Abb., 27 Tab., 4 Taf.
EUR 21,00
NEUGEBAUER, H. (1996): Die Mylonite von Fiambalá - Strukturgeologische und petrographische
Untersuchungen an der Ostgrenze des Famatina-Systems, Sierra de Fiambalá, NW-Argentinien.126 S., 56 Abb., 3 Tab.
EUR 15,30
ACEÑOLAZA; F.G., MILLER; H: & TOSELLI; A. (eds.) (1996): Geología del Sistema de Famatina.410 S., 193 Abb., 26 Tab.
EUR 30,70
Heft A20 NEUMEIER, G. (1996): Geochemie und Petrologie alkalibasaltischer Vulkanite aus dem bayerischen Teil
der Rhön und benachbarter Bundesländer (Hessen Thüringen).114 S., 23 Abb., 26 Tab.
EUR 11,25
Heft A21 TRAPPE, M. (1998): Petrographisch-geochemische Untersuchungen an jurassisch-kretazischen
Vulkaniten im Gebiet Nazca-Palpa (14o 30‘S – 15o), unter besonderer Berücksichtigung der Genese des
Complejo Bella Union.- 236 S., 61 Abb., 19 Tab.
EUR 20,45
Heft A22 WEGER, M. (1998): Duktile Kinematik kontinentaler Kruste am Beispiel der Zentralgneise des
westlichen Tauernfensters (Ostalpen/Österreich und Italien) – Strainmethodik, Strainverteilung und
Geodynamik.
EUR 21,00
Heft A23 ALTERMANN, W., von PLEHWE-LEISEN, E. & LEISEN, H. (1998): Beiträge aus der
Lagerstättenforschung, Archäometrie, Archäologie und Denkmalpflege. Festschrift zum
65. Geburtstag von Prof. Dr. Dietrich.D. Klemm.- 214 S.
EUR 12,80
Heft A24 WEBER, B. (1998): Die magmatische und metamorphe Entwicklung eines kontinentalen Krustensegments: Isotopengeochemische und geochronologische Untersuchungen am Mixtequita-Komplex,
Südostmexiko - 176 S., 57 Abb., 16 Tab.
EUR 11,75
Heft A25 ALTERMANN, W. (1999): Die Sedimente der Transvaal Supergruppe, Kaapvaal Kraton, Südafrika:
Stromatolithenfazies, Beckenanalyse und regionale Entwicklung im Neoarchaikum und
Paläoproterozoikum.- 140 S., 35 Abb., 6 Tab, 19 Taf.
EUR 12,80
Heft A26 SALVERMOSER, S. (1999): Zur Sedimentologie gezeitenbeeinflußter Sande in der Oberen
Meeresmolasse und Süßbrackwassermolasse (Ottnangium) von Niederbayern und Oberösterreich –
EUR 11,75
Heft A27 MURR, A. (1999): Genese der Goldlagerstättenbezirke Fatira, Gidami, Atalla und Hangaliya in der
ägyptischen Ostwüste.- 203 S., 87 Abb., 38 Tab, 11 Taf.
EUR 12,30
Heft A28 HECHT, L. & FREIBERGER, R. (2000): Beiträge aus der Mineralogie, Geochemie
Lagerstättenforschung, Archäometrie, Archäologie und Denkmalpflege. Festschrift zum
65. Geburtstag von Prof. Dr. Ing. Giulio Morteani- 304 S.
EUR 15,30
Heft A29 MILLER, H. und SÖLLNER, F.(ed) (2000): Das Institut für Allgemeine und Angewandte Geologie der
Ludwig-Maximilians-Universität, München. Festschrift zum 80-jährigen Jubiläum des Instituts Geschichte, Lehre und Forschung.- 104 S.
EUR 10,20
zu beziehen bei:
Department für Geo- und Umweltwissenschaften
Lehrstuhl für Allgemeine und Angewandte Geologie (Bibliothek)
Ludwig-Maximilians-Universität München
Luisenstr. 37
D-80333 München, Germany
Münchner Geologische Hefte (Reihe B: Angewandte Geologie)
Heft B1
THURO, K. (1996): Bohrbarkeit beim konventionellen Sprengvortrieb. Geologisch-felsmechanische
Untersuchungen anhand sieben ausgewählter Tunnelprojekte. – XII + 145 S., 115 Abb., 39 Tab.
EUR 26,00
Heft B2
KELLERBAUER, S. (1996): Zur Geologie und Geomechanik der Salzlagerstätte Berchtesgarden.-. – XII +
101 S., 56 Abb., 11 Tab., 2 Beil.
EUR 26,00
Heft B3
BAHR, T. (1997): Hydrogeologische Untersuchungen im Skei_arársandur (Südisland). – XIV + 142 S.,
67 Abb., 7 Tab.
EUR 24,00
Heft B4
MIKULLA, C. (1998): Hydrogeologisches Modell des quartären Hauptgrundwasserleiters auf Kartenblatt
7940 Obing. - XIV + 238 S., 140 Abb., 18 Tab., 6 Beil.
EUR 36,00
Heft B5
DAUT,
Heft B6
RICHARDSON,
Heft B7
THURO, K., LOKAU, K., DEFFNER, F. & PLINNINGER, R. J. [Hrsg.] (1998): Festschrift Prof. Georg
Spaun zum 60. Geburtstag.- VI + 162 S.
EUR 31,00
Heft B8
ANNAU, R., BENDER, S. & WOHNLICH, S [Hrsg.] (1998): Hard Rock Hydrogeology of the Bohemian
Massif. Proceedings of the 3rd International Workshop.- VI + 184 S.
EUR 26,00
Heft B9
LOKAU, K. (1999): Der Talzuschub Wabenspitze bei Zederhaus (Land Salzburg) - Untersuchungen an
großräumigen Hangbewegungen in der Tauernschieferhülle.- XIII + 81 S., 48 Abb., 25 Tab., 3 Beil.
EUR 31,00
G. (1998): Subaquatische Massenbewegungen im Starnberger See und im Tegernsee. Geophysikalische, sedimentologische und bodenmechanische Untersuchungen.- XII + 121 S., 40 Abb.,
5 Tab.
EUR 26,00
S. (1998): Bestimmung der Luftdurchlässigkeit der ungesättigten Zone mit Hilfe von
Kohlenmonoxid.- XVI + 151 S., 95 Abb., 19 Tab.
EUR 24,00
Heft B10 BENDER, S. (2000): Klassifikation und genetische Entwicklung der Grundwässer im Kristallin der
Oberpfalz/Bayern.- XV + 219 S., 102 Abb., 23 Tab.
EUR 31,00
Heft B11 EINSIEDL, F. (2000): Entwicklung und Anwendung neuer Fluoreszenzfarbstoffe und Partikeltracer Laborversuche und Feldstudien.- XIV + 107 S., 86 Abb., 30 Tab.
vergriffen
Heft B12 CISSE, S. (2001) Nappe Libre des Sables Quaternaires Thiaroye / Beer Thialane (Dakar / Senegal). Etude
de la Contamination parles Nitrates sur la Base d´un Systeme D´Information Geographique (PC Arc/Info)
- mit einer erweiterten deutschsprachigen Zusammenfassung. – XXVII + 194 S., 89 Abb., 25 Tab.
EUR 31,00
Heft B13 BAUER, E. (2001): Eignung verschiedener Materialien für Kapillarsperren - Materialienauswahl und
Dimensionierung.- XII + 142 S., 41, 39 Tab.
EUR 24,00
Heft B14 VOGELGSANG, A. (2001): Verteilung von Spurenelementen in einer Braunkohlenkippe Mitteldeutschlands.- XI + 129 S., 73 Abb., 28 Tab.
EUR 24,00
Heft B15 HÜLMEYER, S. (2002): Abschätzung der Sickerwasserbelastung der Braunkohlentagebaukippe Cospuden.XVIII + 119 S., 93 Abb., 14 Tab.
EUR 24,00
Heft B16 HUBER, A. (2002): Deponiegasdränschichten - Geotechnische und geochemische Untersuchungen.XIV + 199 S., 79 Abb., 52 Tab.
EUR 32,00
Heft B17 PLINNINGER, R.J (2002): Klassifizierung und Prognose von Werkzeugverschleiß bei konventionellen
Gebirgslösungsverfahren im Festgestein.- XI + 146 S., 99 Abb., 36 Tab.
EUR 25,00
Heft B18 THURO, K. (2002): Geologisch-felsmechanische Grundlagen der Gebirgslösung im Tunnelbau.- XIV +
160 S., 162 Abb., 25 Tab. (komplett in Farbe)
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Heft B19 DEFFNER, F. (2002): Eine bewegte Talflanke im Bereich Zickenberg – Großeck im Zederhaustal
(Salzburg/Österreich) – Untersuchung eines Hanges.- X + 115 S., 62 Abb., 16 Tab., 4 Beil. EUR 25,00
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SCHOLZ, M.: Geomechanische Eigenschaften verwitterter Granite und ihr Einfluß auf den Vortrieb beim Stollenund Tunnelbau.
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