S & P Consult GmbH, Bochum. Abschlussbericht Teil 2: Anhang. Gefördert unter dem Az: von der Deutschen Bundesstiftung Umwelt.

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1 S & P Consult GmbH, Bochum Berechnungsmethode für umweltschonende Bauvorhaben zur Bestimmung der beim grabenlosen Rohrvortrieb auftretenden Führungskräfte und zusätzlichen Rohrbeanspruchungen zur langfristigen Vermeidung von Bauwerksschäden Abschlussbericht Teil : Anhang Gefördert unter dem Az: 948 von der Deutschen Bundesstiftung Umwelt von Dr.-Ing. Dietmar Beckmann Oktober 4

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3 Anhang Stand der Technik Literaturrecherche und Zusammenstellung der Regelwerke inkl. Bewertung

4 Literaturrecherche Literaturrecherche. Bemessungsverfahren nach Scherle Erstmals intensiv auseinander gesetzt mit der Problematik der Kontaktkräfte zwischen Rohr und Baugrund hat sich Scherle [7], wobei er aber die zusätzlichen durch das Vorpressen entstehenden Beanspruchungen in seiner Zwängungstheorie als Zwängungskräfte bezeichnet. Er kritisiert das damalige ATV-A 6 [3] in Punkt 5.4 Belastungen durch Zwängungskräfte im Bauzustand (Mindestbemessung) hinsichtlich mangelnder Parameter zur Bestimmung von Zwängungsbeanspruchungen beim Vortrieb. Denn die veranschlagten Mindestschnittkräfte gelten für alle Rohre gleich, unabhängig von deren Abmessungen, der Überdeckungshöhe, dem umliegenden Boden, der Höhe der Vortriebskraft und der angewandten Steuertechnik [8]. Die Abhängigkeiten, das Wechselspiel und die Auswirkungen der mehraxialen Belastungen auf ein Einzelrohr, zum einen in der Fuge exzentrisch in Rohrlängsrichtung und zum anderen durch Bettungskräfte quer zur Rohrachse hat Scherle untersucht. Mit seinen Forschungsergebnissen hat er ein zum ATV-A 6 [3] ergänzendes Formelwerk zur Berechnung und Bemessung von Vortriebsrohren unter Längs- und Zwängungsbelastungen aufgestellt [7][9]. Scherle geht im Lastfall einer Kurvenfahrt durch die Kontaktspannungen an der Rohraußenseite davon aus, dass die in der Kurve befindlichen Rohre durch die Vorpresskraft gleichmäßig an die Außenwand des Ausbruchraumes gedrückt werden. Er gibt in [7] eine Formel an, mit der die Ermittlung der zusätzlichen Schnittkräfte unter Berücksichtigung der Rohrwanddicke, der Rohrlänge und dem Radius der Gradiente möglich ist. Darüber hinaus gehen Annahmen über Zwängungskennwerte und die tatsächliche Vorpresskraft ein. Seine Bemessung basiert auf Gleichgewichtsbedingungen am Einzelrohr. Die Funktion der Nachbarrohre sowie die umliegenden Bodenverhältnisse der Rohre und die Vernachlässigung der Querkräfte in der Fuge machen die Berechnung zwar leicht, sie beschreiben jedoch die Belastungssituation der Rohre unzureichend. In der Praxis führen die Bemessungen nach Scherle zu extrem hoch bewehrten Rohren bzw. sie sie lassen bei üblicher Dimensionierung nur geringe Vorpresskräfte zu [4]. A -

5 Literaturrecherche. Untersuchungen von Averesch Averesch entwickelte ein Berechnungsverfahren zur Bestimmung der Vortriebskraft mit Berücksichtigung des Materialverhaltens unter zyklischer Belastung []. Dazu entwickelt er einen Standardversuch, um die Materialeigenschaften von Fugenzwischenlagen unter vortriebsnahen Randbedingungen zu ermitteln. Hierbei analysiert er das plastische und elastische Verformungsverhalten unterschiedlicher Materialien und Dicken. Die Proben werden schrittweise bis zu einer Maximalspannung von N/mm² beansprucht. Zusätzlich werden bei jeder Laststufe Be- und Entlastungszyklen vorgenommen. Dabei ermittelt er, dass folgende Parameter für die Berechnung einflussgebend sind: Materialdicke, Höhe der Vortriebskraft und Dauer der Belastung, Lastwechsel und Anzahl der Lastspiele, Verformung, elastische Rückverformung. Mittels baubegleitender Fugenvermessungen an mehreren Vortriebsstrecken der Stadt Köln verifiziert er seine Laborergebnisse. Querkräfte zwischen den Rohren blieben unberücksichtigt..3 Bemessungsverfahren nach Buchhardt Buchhardt übt Kritik am ATV-A 6 [3] bezüglich der idealisierten theoretischen Annahmen, wie ebene Rohrendflächen, lineare Spannungsverteilung in der Rohrfuge sowie an der Tatsache, dass der maßgebende Parameter, das Maß der Fugenklaffung, nur grob geschätzt werden kann []. Da den Bemessungsansätzen von Scherle dieselben Annahmen zu Grunde liegen, beanstandet er auch diese, da die angesetzten Belastungen zur Bestimmung der Zwängungsbeanspruchungen willkürliche Werte sind, die bislang nicht verifiziert werden konnten []. Buchhardt greift in seiner Dissertation Scherles Ansätze auf und verbessert diese in []. Wie Averesch [] entwickelt auch er einen Standardversuch zur Prüfung der Materialeigenschaften von Druckübertragungsmitteln aus Holz und Holzwerkstoffen. Im Labor werden runde Prüfkörper (überwiegend Spanplatte) einer definierten Lastabfolge mit Lastspielwechseln und variierter, schwellender Belastung einaxial beansprucht. Daraus lässt sich das Spannungs-Dehnungsverhalten von Druckübertragungsmitteln unter vortriebstypischen Belastungen ableiten. Hierbei wird ersichtlich, dass sich die Prüflinge, bspw. aus Spanplatte (V) zu Beginn noch elastisch verformen, ab einer gewissen Grenzdruckspannung jedoch nur noch plastische Verformungen aufweisen. A - 3

6 Literaturrecherche Abbildung -: Aus Standardversuch ermitteltes Spannungs-Stauchungs-diagramm einer mm dicken Spanplatte (V) zur Bestimmung des Materialverhaltens [6] Dieser Standardversuch ist (in ähnlicher Form) in den normativen Anhang des neuen DWA- A 6 [5] aufgenommen worden. Seine Anwendung ist somit vorgeschrieben. Zur Verifizierung der Ergebnisse wird in einem Großversuchsstand der Lastfall des Vorpressens in Kurvenfahrten bzw. mit Steuerbewegungen simuliert. Hierbei werden zwei Rohre zyklisch belastet und wechselnden Verwinkelungen ausgesetzt. Untersuchungsschwerpunkt dieser Versuche ist die Ermittlung der tatsächlichen Spannungsverteilung in der Rohrfuge und die Lastausbreitung in den Rohren [][]. Als Ergebnis dieser Versuche stellt Buchhardt fest, dass die Längsbeanspruchung der Rohre unmittelbar von der Höhe der Vorpresskraft, den Rohrabmessungen, vom Grad der Verwinkelung, vom Maß der Fugenklaffung und insb. von den Werkstoffeigenschaften und der Dicke der Fugenzwischenlage abhängt [] und die höchste Längsbeanspruchung im Rohrspiegel bei erhöhter Fugenklaffung entsteht. Wichtigste Erkenntnis hierbei ist, dass der Spannungs-Dehnungverlauf nicht nur wie bis dato angenommen linear verläuft, sondern abhängig von der Dicke und der Feuchte der Fugenzwischenlage sowie von den Abmessungen und dem Material des Rohres einen näherungsweise auch parabelförmigen oder sogar kubischen Verlauf annehmen kann. Hieraus entwickelt Buchhardt sog. Bemessungsnomogramme für die verschiedenen Verläufe. Mittels der erlangten Erkenntnisse aus den zuvor beschriebenen Versuchen und auf Grundlage der von Scherle verfassten Berechnungsansätze entwickelt Buchhardt ein analytisches Berechnungsverfahren zur Ermittlung der zulässigen Vorpresskraft in Längsrichtung. Mathematisch ist die Formel identisch mit der Formel zur Ermittlung der zulässigen Vortriebskraft, wie sie Scherle verwendet bzw. wie sie im ATV-A 6 [3] vorgeschrieben ist. Der Un- A - 4

7 Literaturrecherche terschied findet sich in der Ermittlung des Spannungsverhältnisses maxσ/σ. Während nach ATV-A 6 [3] das Spannungsverhältnis lediglich durch grobes Abschätzen des Fugenklaffungsmaßes ermittelt wird, kann die Ermittlung der Spannungsverteilung nach Buchhardt in Abhängigkeit der folgenden Parameter bestimmt werden []: Höhe der Vortriebskraft, Nennweite der Rohre (DN) und Breite der Rohrspiegel (d i /d a ), Krümmung der Rohrtour (Grad der Verwinkelung der Rohre), Maß der Fugenklaffung, Werkstoffeigenschaften und Dicke der Fugenzwischenlage. Zur vereinfachten Bestimmung der Eingangswerte werden hierbei die von Buchhardt entwickelten Bemessungsnomogramme herangezogen. Wie auch Scherle unterteilt er die Bemessung in zwei Berechnungen, eine zur Bestimmung der zulässigen Vorpresskraft in Längsrichtung (oben beschrieben) und eine zur Bestimmung der zulässigen Vorpresskraft in Querrichtung. Hierbei unterscheidet er ebenfalls den Lastfall gekrümmte Gradiente und ungleiche Ausmitte. Jedoch stützt sich das Bemessungsverfahren für Querbeanspruchung lediglich auf analytisch entwickelte Erkenntnisse, die ihre Verifizierung durch numerische Berechnungen mittels der Finiten Elemente Methode finden. Grundlage bei der Ermittlung der Beanspruchungen in Querrichtung ist die von Voellmy [4] entwickelte Spannungsverteilung zwischen Rohr und Boden, wie sie auch im ATV-A 6 [3] verwendet werden. Wie auch Scherle geht Buchhardt davon aus, dass sich die Vortriebsrohre beim Durchfahren einer Kurve gleichmäßig an die Außenwand drücken. Abbildung -: Modellvorstellung einer Kurvenfahrt (Buchhardt, 3) Buchhardt stellt in [] fest, dass die Höhe der Zwängungsbeanspruchung abhängig ist von: der Höhe der Vortriebskraft, dem Maß der Fugenklaffung, der tatsächlichen räumlichen Lage der Rohrtour in Längsrichtung, der tatsächlichen Lagerung der Rohre in Längsrichtung. A - 5

8 Literaturrecherche Da diese Parameter im Vorfeld nur schwer zu bestimmen sind, werden hierfür bei der weiteren Berechnung Annahmen getroffen. Buchhardt berücksichtigt die Führungskräfte, indem er sie mit in der Rohrfuge vorherrschenden Querkräften überlagert und mathematisch auf dem Rohrspiegel verteilt [5]. Auch hier hat Buchhardt Hilfen zur Einflussgrößenbestimmung konstruiert. In Abhängigkeit der Höhe der Vortriebskraft, der Rohrabmessungen und Rohrtourkrümmung und der Werkstoffeigenschaften und Dicke der Fugenzwischenlage lassen sich damit das Maß der Fugenklaffung sowie der Hebelarm, je nach Werkstoffverhalten der Fugenzwischenlage (linear, quadratisch, kubisch) der exzentrisch angreifenden Vortriebskraft bestimmen. Das beschriebene Berechnungsverfahren für die Beanspruchung in Längsrichtung der Rohrachse ist anwendbar auf Rohre aller Nennweiten sowohl im Locker- als auch im Festgestein. Bei der Bemessung in Querrichtung beschränkt es die Anwendbarkeit auf Microtunnelling- Rohre mit einer Schlankheit (l/d) von mindestens. Trotz des Fortschrittes, nun entscheidende Parameter vermeintlich exakt bestimmen zu können, finden sich wieder neue Einflussgrößen, die, da sie nur mit einem großen Aufwand bestimmt werden können, grob geschätzt werden müssen. Diese Annahmen werden sehr vorsichtig gewählt, um genügend Sicherheitspuffer zu gewähren. Dadurch führen Buchhardts Berechnungen zu noch geringeren zulässigen Vortriebskräften und sind dadurch noch umstrittener als zuvor beschriebene Verfahren. Auch hier wird der Einfluss der Nachbarrohre auf die Bemessung völlig vernachlässigt, denn auch Buchhardt führt seinen Gleichgewichtsnachweis ausschließlich am Einzelrohr..4 Untersuchungen von Trümpi In seiner Dissertation legt Trümpi Untersuchungsergebnisse zum Tragverhalten von Stahlbetonrohren dar. Durch eine großmaßstäblich angelegte Versuchsserie untersucht er das Tragund Verformungsverhalten an insgesamt sieben Vortriebsrohren. Schwerpunkt seiner Untersuchungen ist der Bruchmechanismus der Rohre bei exzentrisch zur Rohrachse wirkender Belastung. Zur Erprobung eines neuartigen Druckübertragungsmittels, der hydraulischen Fuge, erörtert Trümpi zu Vergleichszwecken das mechanische Verhalten von Druckübertragungsmitteln aus Pressspanplatten. Ebenfalls untersucht er (mittels hydraulischer Pressen) die seitlichen Bettungsreaktionen, die bei Kurvenfahrten oder Steuerbewegungen hervorgerufen werden durch ein Fugenverdrehen aufgrund der Steifigkeitsunterschiede von Rohr und Druckübertragungsmittel infolge der exzentrisch aufgebrachten Längslast. Der Versuchsaufbau ist in der Abbildung -3 dargestellt. A - 6

9 Literaturrecherche Abbildung -3: Übersicht Versuchseinrichtung (Trümpi-Althaus, 5) Aus den Ergebnissen formt er Grenzwertdiagramme, mit denen man die zulässige Vortriebskraft in Abhängigkeit der Exzentrizität sowie die maßgebende Versagensart bestimmen kann [5]. Mit Hilfe seiner Untersuchungen ermittelt er, dass die Quantität der seitlichen Bettungskräfte maßgeblich beeinflusst wird durch die Exzentrizität der aufgebrachten Vortriebskraft. Zudem stellt er fest, dass bei offenem Ringspalt die Bettungsverhältnisse Einfluss auf die Höhe der Traglast haben, jedoch nicht auf die relativen Verschiebungen des Rohres [5]. Auch er beanstandet die unzureichende Berücksichtigung der quer zur Rohrachse wirkenden Führungskräfte des Arbeitsblattes ATV-A 6 [3]. Er kommt nämlich zu dem Ergebnis, dass diese Querbeanspruchungen mit Zunahme der Exzentrizität deutlich höher ansteigen kann, als sie im ATV-A 6 veranschlagt werden. Außerdem stellt er fest, dass dieser Effekt die maßgebliche Ursache dafür ist, dass heutzutage trotz normengerechter Dimensionierung der Vortriebsrohre immer noch eine Vielzahl an Schäden an ihnen zu verzeichnen ist. Einen Grund dafür sieht er in den Steifigkeitsverlusten der überwiegend aus Holz bestehenden Druckübertragungsmitteln aufgrund der mit steigender Druckbelastung zunehmenden plastischen Verformungseigenschaften. Trümpis Untersuchungen und Berechnungen erfolgen, wie in zuvor beschriebene Verfahren, lediglich am Einzelrohr und sind anwendbar auf Rohre mit einer Schlankheit 3..5 Versuchsergebnisse des IKT-Vortriebssimulators Ziel des Forschungsprojekts Qualitätssicherung von Vortriebsrohren aus Stahlbeton war es, mit Hilfe einer Vortriebseinrichtung Vortriebssituationen im :-Maßstab simulieren zu A - 7

10 Literaturrecherche können. Daraus sollten Empfehlungen für die verbesserte Planung und Steuerung von Rohrvortrieben, insb. im Hinblick auf die Rohrverbindungen abgeleitet werden können [6]. Hierzu wurde ein Großversuchsstand mit integriertem Vortriebssimulator errichtet. Er umfasst die für den Vortrieb notwendigen Komponenten, wie bspw. eine Vorpressstation und einen Widerlager, sowie eine entsprechend umfangreiche Messtechnik zur Erfassung der Spannungsverteilungen in den Rohrfugen und der Lastausbreitungen in den Vortriebsrohren. Mit Hilfe von seitlichen Steuereinheiten lassen sich beliebige Vortriebshistorien nachfahren (siehe Abbildung -4) [6]. Im Rahmen dieser Untersuchungen wurde erstmals das Tragverhalten einer Rohrkette (bestehend aus fünf Rohren bzw. vier Rohrverbindungen) untersucht. Dadurch konnten zum ersten Mal Rückschlüsse auf den Einfluss der Nachbarrohre auf ein betrachtetes Rohr gezogen werden. Des Weiteren konnten mit Hilfe des Vortriebssimulators die Auswirkungen von Bettungsreaktionen und der Krümmung des Rohrstranges untersucht werden. Mittels begleitender numerischer Simulationen wurden die im Großversuchsstand ermittelten Ergebnisse verifiziert. Die Spannungsverteilung in den Rohrverbindungen bzw. das plastische und elastische Verformungsverhalten unterschiedlicher Druckübertragungsmittel (Vollholz, OSB- und Spanplatte sowie Kunststoff) wurde durch Druckmessfolien erfasst. Abbildung -4: Versuchsaufbau IKT-Vortriebssimulator Draufsicht [7] Aus der im Versuch gemessenen Bettungsdruckverteilung ist die in Abbildung -5 dargestellte Kontaktspannungsverteilung zwischen Rohr und Boden abgeleitet worden. Das widerlegt die bisherige Annahme, dass sich in einer Kurve befindliche Rohre gleichmäßig an die Kurvenaußenseite drücken. Lediglich die Rohre im Kurveneinfahrts- und Kurvenausfahrtsbereich werden an die Rohraußenseite gedrückt. Die innerhalb der Kurve liegenden Rohre hingegen folgen dem sogenannten Stabeffekt sie neigen dazu, sich gerade zu ziehen und erzeugen dadurch Bettungsreaktionen an der Kurveninnenseite. Wie stark das Geradeziehen erfolgt, ist jedoch in hohem Maße abhängig von den Eigenschaften des umliegenden Bodens. Dieser Effekt führt dazu, dass sich die in der Kurve liegenden Rohre, wie in Abbildung -6 dargestellt, zum Kurveneinfahrts- bzw. Kurvenausfahrtsbereich hin verdrehen. Dadurch entstehen recht unterschiedliche Kontaktspannungen zwischen den jeweiligen Rohren und dem A - 8

11 Literaturrecherche umliegenden Boden sowie den in den Rohrverbindungen auftretenden Querkraftbeanspruchungen (siehe Abbildung -7). Bosseler [7] stützt sich diesbezüglich u. a. auf zurückliegende Erkenntnisse von Milligan und Verburg [9] [3]. In Feldversuchen beobachtete Milligan (Milligan & Norris, 999) ebenfalls das Anlegen von Rohren im Kurveninnenbereich (Abbildung -8). Abbildung -5: Abgeleitete Kontaktspannungsverteilung aus Vortriebssimulation - Lastfall Kurvenfahrt [7] Abbildung -6: Aus abgeleitete Rohrkinematik [7] Abbildung -7: Mögliche Kontaktdruckverteilung zwischen Rohr und Boden sowie die Druckkraftbeanspruchungen in den Rohrverbindungen [7] Verburg [3] hat festgestellt, dass Reibungskräfte, bedingt durch Kurvenfahrten und Steuerbewegungen ansteigen. Den zu Grunde liegenden Zusammenhang zwischen dem Reibungswiderstand und der Bettungsspannung stellt er in [3] dar. A - 9

12 Literaturrecherche Abhängig von der Steifigkeit des umliegenden Bodens kann das oben beschriebene Verhalten dazu führen, dass einzelne Rohre (im Bereich der Kurveneinfahrt- und Ausfahrt) stärker aufklaffen als bisher vermutet. Abbildung -8: Rohr-Boden-Modell nach [9], modifiziert in [7] Abbildung -9: Kinematisches Modell einer Kurvenfahrt [3] Um Aussagen bezüglich des Einflusses von vortriebsbedingten Querbelastungen in Rohrverbindungen auf die Gesamtbelastung machen zu können, wurden Scherversuche im Vortriebssimulator durchgeführt. Dazu wurden die Rohre geradlinig ausgerichtet und axial mit einer Vortriebskraft von 4 kn belastet. Anschließend wurden die Rohrverbindungen mit Hilfe der seitlichen Hydraulikzylinder in Querrichtung bis 3 kn belastet. Dabei stellte sich heraus, dass die Druckübertragungsmittel in Abhängigkeit ihrer Schubsteifigkeit erhebliche Querkräfte verformungsarm übertragen können (siehe Abbildung -). In bereits vorangegangenen im IKT durchgeführten weggesteuerten Druckversuchen zur Ermittlung des Einflusses von maximaler Kompression und zyklischer Lastabfolge auf die Belastung von Druckübertragungsmitteln wurde ihr plastisches und elastisches Verformungsverhalten untersucht. Nach Auswertung der Kraft-Verformungsbeziehung wurden stark abweichende Ergebnisse bei identischen Prüfbedingungen mit Proben aus dem gleichen Druckübertragungsring ermittelt. A -

13 Literaturrecherche Liebscher [8] mutmaßt, dass es bei Druckübertragungsmitteln aus Holzwerkstoffen an der Lage der Holzfasern liegt, da diese fast nie exakt senkrecht zur Belastungsrichtung liegen. Die Abbildung - veranschaulicht diese Problematik. Abbildung -: Kraft-Verformungsdiagramm aus Scherversuchen im IKT- Vortriebssimulator an Vortriebsrohren mit DN 6 axiale Vorlast: 4 kn [8] Da diese Eigenschaft in keinerlei Werkstoffnormen abgestimmt auf den Nutzen für Vortriebe festgeschrieben ist, ist es auch nicht zwingend erforderlich, sie zu prüfen. Um dies jedoch besser einschätzen zu können, empfiehlt Liebscher [8] im Zuge der baubegleitenden Qualitätssicherung, die oben beschriebenen Eigenschaften regelmäßig zu kontrollieren. Abbildung -: Unterschiedliche Gefügezerstörung nach Druckversuchen an Probekörpern des gleichen Werkstoffes [8] Mit Hilfe des Vortriebssimulators konnten wichtige, teilweise bereits zuvor vermutete bzw. ermittelte Erkenntnisse, wie die tatsächliche Spannungsverteilung in der Rohrfuge sowie die Einflüsse und Auswirkungen der plastischen und elastischen Verformungseigenschaften unterschiedlicher Druckübertragungsmittel, realitätsnah simuliert und bestätigt werden. Besonders wichtig aber ist die Erkenntnis über das tatsächliche Verhalten (Geradeziehen) der Rohre beim Durchfahren von Kurven. Da dieses Verhalten bis dato falsch angenommen wurde, ist nunmehr eine weitere, mögliche Fehlerquelle erkenntlich geworden, die dazu führt, dass trotz normengerechter Bemessung von Vortriebsrohren immer noch Schäden und Risse an Rohren lokalisiert werden. A -

14 Literaturrecherche Auch wenn hier erstmals nicht nur ein Einzelrohr bzw. eine Rohrverbindung untersucht wurde, stellt der beprobte Rohrstrang aus fünf Rohren lediglich einen minimalen Ausschnitt eines realen Rohrstranges dar, der oft aus weit über Rohren besteht. Die gelenkige Lagerung am Ende der Rohrkette ermöglicht den Endrohren eine ungehinderte Drehung, was in der Realität so nicht möglich ist. Auch mit Hilfe der numerischen Simulation, die einzig die Nachrechnung der Versuche beinhaltet, können keine bedeutenden Rückschlüsse auf die Zusammenhänge innerhalb eines gesamten Rohrstranges gezogen werden..6 Versuche von Bohle Bohle erprobte die Tauglichkeit von Druckübertragungsmittel aus Kunststoff. Neben Laborversuchen und FE-Simulation, untersuchte er das Verhalten von Rohrfugen mit Druckübertragungsmitteln sowohl aus Kunststoff als auch aus Spanplatten in einem Großversuchsstand am Institut für Baumaschinen und Baubetrieb der RWTH Aachen (ibb). Auch hier war es möglich einen Vortrieb mit verwinkelten Rohren zu simulieren [5]. Der Großversuchstand ermöglichte den Einbau von zwei Rohren mit einer Länge von jeweils zwei Metern und mit maximalem Außendurchmesser von 7 mm. Die Lasteinleitung erfolgt über kalottengelagerte Lasteinleitungsplatten (siehe Abbildung -). Abbildung -: Großversuchsstand am ibb (Bohle U., ) Mit Hilfe seiner Untersuchungen konnte Bohle feststellen, dass unabhängig von der Laststufe die maximale Druckspannung in der Rohrverbindung am äußeren Rohrspiegel auftritt, wo die größte Stauchung des Druckübertragungsmittels entsteht..7 Bemessungsansätze von Stolz Stolz beanstandet bisherige Untersuchungen hinsichtlich der Vernachlässigung des Bodeneinflusses bzw. nicht verifizierter Annahmen bezüglich der Aufnahmefähigkeit von Bettungsspannungen durch den Boden bei gekrümmtem Vortrieb. Durch Modellversuche und numeri- A -

15 Literaturrecherche sche Simulationen leitet er maßgebliche Parameter der Bettungsspannungen ab, um diese bei der Bemessung von Stahlbetonrohren berücksichtigen zu können [4]. Bei der Berechnung der Schnittkräfte greift Stolz überwiegend die Ansätze von Scherle auf und ermittelt sie ebenfalls am Einzelrohr. Hierbei setzt er Scherles bzw. Buchhardts Kinematik des Rohrstranges in einer Kurve voraus, dass die Rohre sich gleichmäßig an die Kurvenaußenseite drücken. Bei der Entwicklung des Bemessungskonzeptes geht er dagegen vom, durch den IKT-Vortriebssimulator bestätigten, Stabeffekt aus. Zur Berücksichtigung des Materialverhaltens der Druckübertragungsmittel orientiert er sich an den Erkenntnissen von Buchhardt und Averesch [] []. Seine Bemessungsansätze ergänzen bisherige durch die Berücksichtigung maximaler Bodenwiderstände und der Mobilisierung der Spannungen durch Verschiebung und Verkippung von Rohren bei gekrümmter Linienführung. Sie haben Gültigkeit für alle Durchmesser und Schlankheiten von Rohren bei Vortrieben in nichtbindigen Böden. Allerdings führen seine Berechnungen insbesondere hinsichtlich quer zur Rohrachse wirkender Schnittkräfte zu noch höheren Werten als bspw. nach Scherles Bemessungsverfahren. Da die stark auf der sicheren Seite liegenden Bemessungen von Scherle bereits heftig diskutiert werden, dürften die hier aufgeführten noch kritischer betrachtet werden. Stolz selbst führt die Notwendigkeit auf, dass seine Erkenntnisse in Großversuchen validiert werden müssen. A - 3

16 Normen und Regelwerke Normen und Regelwerke. Allgemeines In der Tabelle - sind die Normen und Regelwerke zusammengestellt, die sich auf den Rohrvortrieb auf die Vortriebsrohre aus Stahlbeton und auf den Holzwerkstoff der Druckübertragungsringe beziehen. Tabelle -: Normen und Arbeitsblätter mit Bezug zum Rohrvortrieb Bezeichnung DIN EN 889 [] DWA-A 5 [4] ATV-A 6 [5] DIN EN 99-- [6] DIN EN 96 [8] DIN EN 3 [9] DIN EN 3 [] Titel Grabenlose Verlegung und Prüfung von Abwasserleitungen und -kanälen Rohrvortrieb und verwandte Verfahren Statische Berechnung von Vortriebsrohren Eurocode : Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken - Teil -: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau inkl. dem nationalen Anhang Rohre und Formstücke aus Beton, Stahlfaserbeton und Stahlbeton Spanplatten Anforderungen Platten aus langen, flachen, ausgerichteten Spänen (OSB) Definitionen, Klassifizierung und Anforderungen Die Statische Berechnung von Vortriebsrohren regeln das seit März 4 gültige DWA- Arbeitsblatt A 6 [5] sowie indirekt das DWA-Arbeitsblatt A 5 [4], welches den Rohrvortrieb in bauverfahrenstechnischer Hinsicht behandelt. Auf diese drei Regelwerke wird in den folgenden Unterabschnitten genauer eingegangen. A - 4

17 Normen und Regelwerke. Arbeitsblatt DWA-A 5 Das Arbeitsblatt DWA-A 5 [4] umfasst die Grundlagen und den technischen Stand (zum Zeitpunkt der Herausgabe) verschiedener Vortriebsverfahren. Darüber hinaus beinhaltet das Arbeitsblatt u. a. Anforderungen an die Vortriebsrohre und Rohrverbindungen. Hinsichtlich der Herstellung von Vortriebsrohren werden unter Punkt 5..3 Allgemein verbindliche Maße und Toleranzen für die Baulänge, die Rechtwinkligkeit der Stirnflächen, die Abweichung von der Geraden sowie für den Außendurchmesser vorgeschrieben. Zur Ausbildung der Rohrverbindungen werden unter Punkt 5.3 Angaben gemacht. So schreibt das Arbeitsblatt DWA-A 5 folgende Funktionen für Steckverbindungen vor: Dichtheit gegen Wasser und andere Medien, Abwinkelbarkeit, Querkraftstabilisierung, Übertragung von Längskräften, Fugenverschluss. Die Fugendichtung muss dauerhaft dichtend gegen inneren und äußeren Wasserdruck sein. Im Bauzustand kommt der Außendruck durch Gleit- und Suspensionsmittel hinzu. Zwar werden auch genaue Angaben zu zulässigen Abwinkelungen in Abhängigkeit der Nennweite gemacht, hierbei ist jedoch zu beachten, dass sich diese Angaben auf die Sicherstellung der Dichtheit der Rohrverbindungen beziehen. Die im Zusammenhang dieser Arbeit relevanteren, zulässigen Abwinkelungen zur schadlosen Übertragung von Längskräften werden bei den Anforderungen an Druckübertragungsringe erwähnt, dies jedoch ohne Größenangabe. Als Funktionen und Anforderungen an das Druckübertragungsmittel sind festgelegt: Ausgleich der Unebenheiten in den Rohrspiegelflächen sowie der Abweichungen von der Rechtwinkligkeit, Sicherstellung der Abwinkelbarkeit bei Kurvenfahrten und Steuerbewegungen, möglichst geringe Querdehnung, zentrische Montage am Rohrspiegel, kein Auftreten von Punktbelastung durch falsche Befestigung am Rohrspiegel, geringere Breite als die geringste Rohrwanddicke in jedem Belastungszustand. Darüber hinaus werden die Verformungseigenschaften und die Abmessungen der Druckübertragungsringe, als auf die Längskraftübertragung einflussnehmende Parameter angegeben. Anforderungen zur Übertragung von Querkräften fehlen vollständig. Das vorangegangene, bis November 8 gültige Arbeitsblatt ATV-A 5 hat astfreies Vollholz sowie Sperrholz und Spanplatte zur Erfüllung der beschriebenen Bedingungen als einzusetzendes Material für Druckübertragungsringe vorgeschlagen. Außerdem wurde für den A - 5

18 Normen und Regelwerke geradlinigen Vortrieb ein Zehntel der Rohrwanddicke als Richtwert für die Breite des Druckübertragungsringes angegeben. Diese Angaben sind in der neuen Auflage entfallen. Die Rohrverbindungen müssen mit einer äußeren Dichtung versehen sein, die auch nach dem Vortrieb die Dichtheit sicherstellt. Hinsichtlich der Bemessung von Vortriebsrohren und deren Rohrverbindungen, bzw. der Berechnung der zulässigen Vortriebskraft, wird im DWA-A 5 auf das Arbeitsblatt ATV- A 6 [3] verwiesen, das inzwischen durch das DWA-A 6 [5] ersetzt wurde...3 Arbeitsblatt DWA-A 6 Bis zum März 4 erfolgte die statische Berechnung von Vortriebsrohren auf der Grundlage des 99 erschienenen ATV-Arbeitsblattes A 6 [3]. Insbesondere in den letzten zwei Jahrzenten seit Veröffentlichung haben sich starke bauverfahrenstechnische Fortschritte im Bereich des gradenlosen Leitungsbaues vollzogen, der dazu führte, dass übliche Vortriebsstrecken länger und kurvenreicher wurden. Parallel dazu wurden im Rahmen der Forschung im Bereich des Rohrvortriebs zusätzliche Erkenntnisse gewonnen und auch neue statische Betrachtungsmethoden entwickelt, die nun erstmals in einem Regelwerk umgesetzt werden konnten. Dies betrifft insbesondere die folgenden Aspekte: Umstellung auf das europäische Teilsicherheitskonzept, Berücksichtigung von: o bodenmechanischen Kennwerten; o geometrischen und mechanischen Eigenschaften des Druckübertragungsringes; o Geometrie und Imperfektion der Vortriebsrohre, Angaben von Mindestwerten für Wanddicken/Radius-Verhältnisse, Bemessungsverfahren der zulässigen Vortriebskraft für gekrümmte Trassen, Empfehlung zur Ermittlung des Druckspannungs-Stauchungsverhalten von Druckübertragungsringen unter Berücksichtigung einer Lasthistorie, Anhaltswerte für E-Moduln von Druckübertragungsringen. Die zulässige Vortriebskraft F j lässt sich nach dem DWA-A 6 durch den folgenden Nachweis ermitteln: Bei der Übertragung der Vortriebskraft von Rohr zu Rohr entstehen Druckspannungen im Beton. Bei Steuerbewegungen kann die Druckspannung insbesondere an den Rohrspiegeln stark zunehmen. Bei der Bemessung von Stahlbeton-Vortriebsrohren muss demzufolge nachgewiesen werden, dass die (um einen Sicherheitsbeiwert abgeminderte) Längsdruckfestigkeit des Betons zu jedem Zeitpunkt des Vortriebs größer ist als die in der maßgeben- A - 6

19 Normen und Regelwerke den Rohrfuge entstehenden Druckspannungen, da sonst mit Schäden an den Rohren zu rechnen ist. mit: [mm²] Fläche des maßgebenden Rohrquerschnittes [-] Teilsicherheitsbeiwert für Einwirkungen maxσ [N/mm²] Rechnerische Druckspannung im Rohrwerkstoff maxσ/σ [-] Spannungsverhältnis Das Verhältnis der maximal auftretenden Randspannung zur Spannung bei gleichmäßiger Lastverteilung ( σ σ ) lässt sich mit Hilfe von Abbildung - bestimmen. Im Gegensatz zum alten ATV-A 6 [3] ist im neuen DWA-A 6 [5] für die Ermittlung des Spannungsverhältnisses ein quadratischer Spannungsverlauf in der Rohrfuge angesetzt. Abbildung -: Spannungsverteilung in der Rohrfuge (Bohle U., ) Im Abbildung - rechts oben ist ein Ausschnitt einer Rohrfuge mit folgenden Angaben dargestellt: [mm] Dicke des Druckübertragungsringes [m] Rohrinnendurchmesser A - 7

20 Normen und Regelwerke [m] Rohraußendurchmesser [m] Höhe der druckübertragenden Fläche Darunter ist die Spannungsverteilung über den Querschnitt dargestellt, und zwar schwarz: gleichmäßige Spannungsverteilung bei zentrischer Lasteinleitung grün: lineare Spannungsverteilung bei Angriff der Resultierenden der Vortriebskraft am Kernquerschnittsrand (nach ATV-A 6) orange: lineare Spannungsverteilung bei Angriff der Resultierenden der Vortriebskraft außerhalb des Kernquerschnittes (nach ATV-A 6) rot: quadratische Spannungsverteilung bei außermittig angreifender Resultierenden der Vortriebskraft (nach DWA-A 6 (DWA Deutsche Vereinigung für Wasserwirtschaft, Abwasser und Abfall e. V., )) Das Maß der Fugenklaffung ist u. a. abhängig von der Dicke des Druckübertragungsringes, den Materialeigenschaften des Druckübertragungsmittels und von den sich während des Vortriebs einstellenden Abwinklungen. In der Neuauflage ist das Spannungsverhältnis nicht mehr bestimmt durch ein geschätztes Fugenklaffungsmaß. Für alle nun zu berücksichtigenden Einflüsse gibt es Berechnungshilfen und Vorgaben. Die maximale Abwinklung, die sich zwischen den Rohren ergeben kann, stellt den maßgeblichen Eingangsparameter dar und berechnet sich wie folgt: = " +$( &' + (),+), ) mit: [ ] Rechnerische Abwinkelung zwischen Rohren " [ ] Rohrabwinkelung aus planmäßiger Krümmung $ [-] Kombinationsbeiwert &' [ ] Rohrabwinkelung bei unplanmäßiger Abweichung der Vortriebsmaschine von der Sollrichtung (),+), [ ] Rohrabwinkelung zur Berücksichtigung von Abweichungen der Rohrspiegel von der Rechtwinkeligkeit Zum Materialverhalten des Druckübertragungsmittels, insb. von Holz und Holzwerkstoffen, wird der Rechenwert Ecal eingeführt, der die spezielle nichtlineare Steifigkeit des Druckübertragungsringes beschreibt. Für die Vorbemessung lässt sich der Materialkennwert Ecal in Abhängigkeit der größten, zulässigen Druckspannung in der Rohrfuge σcal und der Vorbelastung σi bestimmen. Für die statische Bemessung der Vortriebsrohre ist der Materialkenn- A - 8

21 Normen und Regelwerke wert im Zuge einer im Anhang C des DWA-A 6 beschriebenen Standardprüfung des Werkstoffes zu ermitteln. Die statische Bemessung der Vortriebsrohre quer zur Rohrachse erfolgt sowohl für den Bauals auch für den Betriebszustand, wobei in der Regel die Erd- und Verkehrslasten die dominierenden Einwirkungen darstellen. Häufig maßgebend für die Bemessung der Ringbewehrung sind aber die Mindestschnittkräfte, die bereits gemäß dem ATV-Arbeitsblatt A 6 von 99 zu berücksichtigen waren, um die Zwängungs- bzw. Führungskräfte bzudecken. Die dort angegebenen Werte waren lediglich grobe Schätzungen und basierten auf einem imaginären Standard -Vortrieb unter folgenden Randbedingungen: Vertikale Erdlasten entsprechend einer m hohen Erdüberdeckung, planmäßig gerader Vortrieb, keine klaffende Fuge, sorgfältige Steuerung. In der Neufassung des Regelwerks (DWA-A 6 [5] vom März 4) hat sich daran im Prinzip nichts geändert. Es wurde lediglich die Bezeichnung dieser unbekannten Kräfte korrigiert; statt Zwängungskräfte wird nun der zutreffendere Begriff Führungskräfte verwendet. Die anzusetzenden Mindestschnittkräfte blieben für gerade Vortriebsstrecken unverändert und wurden betragsmäßig lediglich an das neue Sicherheitskonzept angepasst, d.h. mit dem Faktor,5 multipliziert. Tabelle -: Mindestschnittkräfte zur Bemessung von Vortriebsrohren in Querrichtung nach DWA-A 6 Mindestschnittkräfte [knm/m] M : / r M ;ä=>? 45 r : M /A5 45 r : N / r : N ;ä=>? 7 r : N /A5 35 r : Für Kurvenvortriebe wird gemäß dem neuen Regelwerk ein vom Maß der Fugenklaffung abhängiger Vergrößerungsfaktor angegeben, der zwischen, (keine Klaffung) und,5 (extreme Klaffung) liegt : A - 9

22 Normen und Regelwerke mit: +H,5 z J d,3l M O P Q R,STU [-] Fugenklaffungsmaß A -

23 Literaturverzeichnis 3 Literaturverzeichnis [] D. Stein, Grabenloser Leitungsbau. Berlin: Verlag Ernst & Sohn, 3. [] DIN Deutsches Institut für Normung, DIN EN 889 Grabenlose Verlegung und Prüfung von Abwasserleitungen und kanälen. Berlin: Beuth Verlag GmbH,. [3] Abwassertechnische Vereinigung e. V., Arbeitsblatt ATV-A 6 Statische Berechnung von Vortriebsrohren. St. Augustin: Gesellschaft zur Förderung der Abwassertechnik e.v., 99. [4] DWA Deutsche Vereinigung für Wasserwirtschaft, Abwasser und Abfall e. V., Arbeitsblatt DWA-A 5 Rohrvortrieb und verwandte Verfahren. Hennef, 8. [5] DWA Deutsche Vereinigung für Wasserwirtschaft, Abwasser und Abfall e. V., Arbeitsblatt DWA-A 6 Statische Berechnung von Vortriebsrohren. Hennef, 4. [6] Eurocode : Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken - Teil -: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau; Deutsche Fassung EN 99--:4 + AC:. [7] DIN Deutsches Institut für Normung, DIN 435 Stahlbetonrohre und zugehörige Formstücke, Maße, Technische Lieferbedingungen. Berlin: Beuth Verlag GmbH, 995. [8] DIN Deutsches Institut für Normung, DIN EN 96 Rohre und Formstücke aus Beton, Stahlfaserbeton und Stahlbeton. Berlin: Beuth Verlag GmbH, 3. [9] DIN Deutsches Institut für Normung, DIN EN 3 Spanplatten Anforderungen. Berlin: Beuth Verlag GmbH,. [] DIN Deutsches Institut für Normung, DIN EN 3 Platten aus langen, flachen, ausgerichteten Spänen (OSB) Definition, Klassifizierung und Anforderungen. Berlin: Beuth Verlag GmbH, 9. [] Abwassertechnische Vereinigung e. V., Arbeitsblatt ATV-A 5 Rohrvortrieb. St. Augustin: Gesellschaft zur Förderung der Abwassertechnik e.v., 996. [] Beckmann, D.: CoJack, Praktische Erfahrungen mit der statischen Online- Kontrolle bei Rohrvortrieben. In: tis 7-8/6 A -

24 Literaturverzeichnis [3] J. Beyert, U. Bohle, Schäden vermeiden Online-Überwachung der Vorpresskraft beim Rohrvortrieb. In: Steinzeug-Information, 5. [4] A. Stolz, Untersuchungen zur Beanspruchung von Vortriebsrohren beim Rohrvortrieb mit gekrümmter Linienführung in nicht bindigen Böden. Dissertation an der Bergischen Universität Wuppertal, Fachbereich D Abteilung Bauingenieurwesen, Lehr- und Forschungsgebiet Geotechnik: Shaker Verlag GmbH,. [5] U. Bohle, Bestimmung der Beanspruchung keramischer Vortriebsrohre im Bauzustand unter Verwendung von Druckübertragungsmitteln aus Kunststoff. Dissertation an der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen, Fakultät für Bauingenieurwesen, Lehrstuhl für Baubetrieb und Projektmanagement, ibb Institut für Baumaschinen und Baubetrieb, Aachen: Shaker Verlag,. [6] U. Bohle, Neue Erkenntnisse zur Lastübertragung in der Fuge und vortriebsbegleitende Messungen zur Qualitätssicherung. In: Seminar "Rohrvortrieb, Mikrotunnelbau und andere verwandte Verfahren", Dortmund,. [7] M. Scherle, Zwängungsbeanspruchungen beim Rohrvortrieb im Lockerund Felsgestein. Forschungsergebnisse aus dem Tunnel- und Kavernenbau, Heft 4, Dissertation an der Universität Hannover, Forschungsergebnisse aus dem Tunnel- und Kavernenbau, Heft 4: Eigenverlag, 99. [8] M. Scherle, U. Rößler, Fernseminar Rohrvortrieb. Quelle: letzte Änderung März 3, abgerufen. Juni 3. [9] M. Scherle, Zwängungen beim Rohrvortrieb, Auswirkungen auf die Statik, Nachweis der Zwängungskennwerte. Forschungsergebnisse aus dem Tunnel- und Kavernenbau, Heft 8, Forschungsergebnisse aus dem Tunnel- und Kavernenbau der Universität Hannover, Heft 8: Eigenverlag, 996. [] U. Averesch, Entwicklung eines Rechenmodells zur Bestimmung der Vortriebskräfte beim Rohrvortrieb. Dissertation an der Rheinisch- Westfälischen Technischen Hochschule Aachen, Fakultät für Bauingeniuerwesen, ibb Institut für Baumaschinen und Baubetrieb: Shaker Verlag, 998. [] A. Buchhardt, Untersuchungen zur Spannungsverteilung zwischen Vorpressrohren Teil. In: bi UmweltBau, Nr., pp. 6-3, April. A -

25 Literaturverzeichnis [] A. Buchhardt, Statische Berechnung von Microtunneling-Vortriebsrohren mit abwinkelbaren Rohrverbindungen für den Bauzustand. Dissertation an der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen, Fakultät für Bauingenieurwesen, Lehrstuhl für Baubetrieb und Projektmanagement, ibb Institut für Baumaschinen und Baubetrieb: Shaker Verlag, 3. [3] A. Buchhardt, Untersuchungen zur Spannungsverteilung zwischen Vorpressrohren Teil. In: bi UmweltBau, Nr.3, pp. 4-5, Juni. [4] A. Voellmy, Eingebettete Rohre. Statische Untersuchung überschütteter Rohre mit Berücksichtigung ihrer Elastizität. Dissertation an der Eidegenössischen Technischen Hochschule Zürich: Dissertations- Druckerei A.G. Gebr. Leemann & Co., 937. [5] S. Trümpi-Althaus, Tragverhalten und Bemessung von Stahlbetonvortriebsrohren. Dissertation an der Eidegenössischen Technischen Hochschule Zürich: Hochschulverlag AG, 5. [6] B. Bosseler, M. Liebscher und A. Redmann, IKT-Forschungsschwerpunkt Rohrvortrieb Teil Der Vortriebssimulator. In: bi UmweltBau, Nr.6, pp. -5, Dezember 8. [7] B. Bosseler, M. Liebscher und A. Redmann, Der IKT-Vortriebssimulator Entwicklung, Bau, Versuche und Ergebnisse. Endbericht zum Forschungsprojekt "Qualitätssicherung von Vortriebsrohren aus Stahlbeton". Gelsenkirchen: IKT Institut für unterirdische Infrastruktur, 7. [8] B. Bosseler, M. Liebscher und A. Redmann, IKT-Forschungsschwerpunkt Rohrvortrieb Teil Kurvenfahrten und Steuerbewegungen. In: bi UmweltBau, Nr., pp. -7, Februar 8. [9] G. Milligan und P. Norris, Pipe-Soil Interaction During Pipe Jacking, Proceedings of the Institution of Civil Engineering. Geothenical Engineering, 999. [3] N. Verburg, An analysis of friction by microtunnelling. Delft, 6. [3] M. Liebscher, A. Redmann und B. Bosseler, IKT-Forschungsschwerpunkt Rohrvortrieb Teil 3 Kraftübertragung zwischen Stahlbeton- Vortriebsrohren. In: bi UmweltBau, Nr., pp. 8-3, April 8. [3] B. Bosseler, Deutscher Reperaturtag, Mainz,. [33] CoJack.eu, Internetpräsenz für das statische Kontrollsystem CoJack A - 3

26 Literaturverzeichnis A - 4

27 Anhang Laborversuche und In-Situ-Messungen Ermittlung der Quersteifigkeit und Quertragfähigkeit von Druckübertragungsringen

28 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen. Versuchsaufbau und Prüfkonzept Die nachfolgend beschriebenen Laborversuche wurden im IKT - Institut für Unterirdische Infrastruktur ggmbh in Gelsenkirchen (IKT) durchgeführt. Um die Quersteifigkeit und Quertragfähigkeit ausgewählter Druckübertragungsmittel vortriebsspezifisch ermitteln zu können, wurden die Prüfkörper (wie in der Abbildung - dargestellt) mehraxial belastet. Abbildung -: Versuchsaufbau Prinzipskizze: links Ansicht; rechts Draufsicht Zur Prüfung befinden sich die Prüfkörper in einer hydraulischen Universalprüfmaschine, ToniPACT der Firma Zwick, die eine maximale Druckkraft von 3 kn erzeugen kann und üblicherweise bei Druckfestigkeitsprüfungen von Betonwürfeln eingesetzt wird. Zwischen den Pressbacken der Prüfmaschine werden 3 Stahlplatten angeordnet. Durch eine raue Oberfläche gewährleisten alle Platten ein realitätsnahes Haftreibungsverhalten, wie es beim Rohrvortrieb zwischen dem Stahlbetonrohr und Druckübertragungsmittel vorzufinden ist. Die mittlere Platte dient zusätzlich der Querkrafteinleitung. Zwischen den Platten werden die quadratischen Prüfkörper zentrisch platziert, um eine gleichmäßige Kraftübertragung sicherzustellen. Die Krafteinleitung senkrecht zu den Prüfkörpern erfolgt kraftgeregelt durch einen hydraulischen Zylinder. Zur Einleitung der Querkraft wurde im IKT eine speziell für diese Versuche konzipierte Versuchseinrichtung in die Universalprüfmaschine integriert. A -

29 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Wichtigster Bestandteil dieser Vorrichtung ist die Hydraulikeinheit, des sog. MAC- Prüfgerätes, ein vom IKT weiterentwickeltes Prüfgerät zur Beurteilung der Standsicherheit von begehbaren Sammlern (Bosseler, Deutscher Reperaturtag, ), die für diese Versuche zweckentfremdet wird. Mithilfe einer aufwendigen Stahlkonstruktion wird dieser Zylinder so an das Universalprüfgerät montiert, dass die Kraft über einen Bolzen gleichmäßig an der mittleren Platte eingeleitet werden kann. Abbildung -: Versuchsstand: Links Krafteinleitung N; rechts Krafteinleitung Q Abbildung -3: Versuchsstand: links Frontansicht; rechts Seitenansicht. Auswahl der Prüfkörper In der Praxis habe sich insbesondere Druckübertragungsmittel aus astfreiem Holz Holzwerkstoffen, wie z. B. Span- und OSB-Platten bewährt. Es kommen aber auch Kombinationen, A - 3

30 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen sog. Sandwich-Konstruktionen dieser Werkstoffe zum Einsatz. Die Verbindung mit Kunststoffen findet ebenfalls Anwendung. OSB-Platten (auch Grobspanplatten genannt) bestehen aus zu langen und schlanken Spänen verarbeiteten entrindeten Rundhölzern. Die herausgeschnittenen Späne weisen in etwa folgende Abmessungen auf: Länge: - mm Breite: - 5 mm Dicke:,6 -,5 mm Die Späne werden nach der Trocknung mit Klebstoff behaftet und anschließend in drei Schichten gestreut und unter Wärmezufuhr verpresst. Die Streuung erfolgt so, dass die in der mittleren Lage befindlichen Späne in etwa quer zu den Spänen in den beiden äußeren Lagen liegen (siehe Abbildung -4). Daraus erfolgt ihre Bezeichnung als oriented strand board (kurz. OSB-Platten), also Platten aus ausgerichteten Spänen (Wikipedia, Die freie Enzyklopädie, 3). Spanplatten (oder auch Flachpressplatten genannt) werden hauptsächlich aus Holzresten der Holzindustrie, Durchforstungsholz oder Gebrauchtholz hergestellt. Die Spanplatte ist ebenfalls dreischichtig aufgebaut. Um eine glatte Oberfläche zu erzeugen, befinden sich in den beiden äußeren Schichten sehr feine Späne (siehe Abbildung -4). Die mittlere Schicht besteht aus gröberen Spänen, um die Platte belastbar zu machen. Das Zusammenfügen der Späne erfolgt ebenfalls durch Abbinden der Verleimung unter Wärme- und Druckzufuhr. Abbildung -4: Schichtaufbau der untersuchten Prüfkörper: links OSB-Platte; rechts Spanplatte Im Rahmen desvorliegenden Forschungsvorhabens wurden Druckübertragungsmittel aus folgenden Holzwerkstoffen untersucht (siehe auch Abbildung -5): OSB-Platte Typ 3 Spanplatte Typ V 5 mm 3 mm 5 mm 9 mm 3 mm 5 mm A - 4

31 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Abbildung -5: Ausgewählte Proben aus OSB- und Spanplatte Die Prüfkörper wurden im prüffähigen Format * mm von der Firma Thyssen Druckringtechnik aus OSB- und Spanplatten zur Herstellung von Druckübertragungsmitteln zugeschnitten..3 Versuchsdurchführung, Messdatenerfassung und Visualisierung Nach Einbau der Prüfkörper in den Versuchsstand wurde zunächst eine Kraft von 5 kn angefahren, um den vollständigen Kontakt zwischen den Prüfkörpern und den Stahlplatten zu sichern. Anschließend wurden alle Kraft- und Wegmesser genullt. Um eine Mehrfachbelastung beim Rohrvortrieb zu simulieren, wurden die Prüfkörper 9-mal mit einer Normalkraft N be- und entlastet (siehe Abbildung -6). Anschließend folgte ein letzter,. Belastungsschritt bis zur Belastung der Normalkraft N, die im weiteren Verlauf konstant gehalten wurde. Nach jeder vollständigen Be- und Entlastung wurde eine Haltezeit von ca. Sekunden vorgesehen. Die Belastung erfolgte kraftgeregelt mit einer Geschwindigkeit von kn/s. Zur Entlastung wurde die Pumpe abgestellt und die Proben gleichmäßig entlastet. Abbildung -6: Momentaufnahmen der Druckbeanspruchung zur Vorbereitung des Schub- Verzerrungsversuches: links entlastet; rechts belastet A - 5

32 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Bei allen Proben wurde jede Prüfvariante jeweils bis zu einer Prüfdruckspannung von, 45 und 8 N/mm² belastet. Damit ergabe sich die entsprechende Prüfkraft bezogen auf die durchschnittliche Ausgangsfläche von mm² zu kn, 45 kn und 8 kn. Anschließend wurde die Querkraft Q in Lastinkrementen von ca. 5 kn auf die Proben aufgebracht. Die maximal aufzubringende Kraft betrug hierbei 5 kn. Bei der Erstbelastung der Prüfkörper erfolgte zwischen den drei Belastungsschritten jeweils eine Entlastung auf ca. kn. Nach Abschluss des ersten Belastungszyklus wird der Zylinder auf 3 kn zurückgefahren. Es folgen, je nach Ergebnis, zwei bis drei Wiederholungsbelastungen. Hierbei wird die maximale Querkraft in einem Schritt aufgebracht. Die Belastungsgeschwindigkeit beträgt hierbei ca. 5 kn/s. Zur Ermittlung der Stauchung der Prüfkörper durch die Normalkraft, sind an jeder Stahlplatte jeweils 3 Wegaufnehmer angebracht. An der mittleren Platte ist ein zusätzlicher Wegaufnehmer installiert, der die Verschiebung durch die Querkrafteinleitung misst. Die Reihenfolge der Versuche sowie die jeweils eingesetzten Prüfkörper sind dem Anhang B zu entnehmen. Insgesamt liefert das Messprogramm Messwerte pro Sekunde für Wegmessungen und für die Belastung in Längs- und Querrichtung. Während der Versuche berechnet ein Programm aus den Wegmessungen die tatsächlichen Verformungen der Prüfkörper und bildet dieses visuell auf einem Laptop ab. Zusätzlich stellt die Hardware eine Grafik dar, mit der man die Kraft-Verformungsbeziehung durch Einleitung der Querbelastung verfolgen kann. Abbildung -7: Momentaufnahme der versuchsbegleitenden Auswertung A - 6

33 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen.4 Auswertung der Messdaten Die Auswertung der Messdaten erfolgt mithilfe der Software NI DIAdem. Durch grafische und mathematische Analyse-Tools ermöglicht diese Software die umfangreichen Rohdaten zu anwendbaren und anschaulichen Ergebnissen zu verarbeiten. Im Folgenden wird das Vorgehen der Versuchsauswertung am Beispiel des Versuches OSB- 5-_ erläutert. Die Bezeichnung der Versuche ergibt sich wie folgt: Der Versuch lässt sich in zwei Teile untergliedern: Teil : Belastung längs zu den Prüfkörpern vorbereitender Teil, um eine vortriebsähnliche Ausgangssituation zu schaffen. Teil : Belastung quer zu den Prüfkörpern bildet den Schwerpunkt der Untersuchungen. Aus jedem Versuch ergeben sich pro Messeinrichtung zwischen 5. und 3. Messwerte. Für die Auswertung sind die Messwerte der Weg- und Kraftmessung in Querrichtung von Bedeutung. Diese werden nach Umrechnung in einem Schub- Verzerrungsdiagramm gegeneinander aufgetragen. Die Schubspannung T berechnet sich aus der eingeleiteten Kraft Q und den Kontaktflächen A und A der Prüfkörper. Die Verzerrung γ beschreibt das Verhältnis der Plattenauslenkung s zur Ausgangsdicke t der Prüfkörper. Τ= ( ) + = ( ) A - 7

34 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Abbildung -8: Versuchsskizze: Mehraxiale Krafteinleitung und daraus resultierende Schubspannung Die so ermittelten Werte werden in einem T-γ-Diagramm gegeneinander aufgetragen und wie z. B. in Abbildung -9 als grauer Graph (MW_real: während des Versuches aufgezeichnete Messwerte) dargestellt. Die auf der MW_real-Kurve abgebildete Kurve MW_glatt ermöglicht eine nachvollziehbare Darstellung des Schub-Verzerrungsverhaltens über den Versuchsablauf und ergibt sich aus der arithmetischen Mittelbildung des betrachteten Punktes und von jeweils Nachbarpunkten zu jeder Seite. Abbildung -9: Schub-Verzerrungsdiagramm des Versuches O-5-- Der blaue Graph EB (Erstbelastung) bildet das linear angenäherte Schub- Verzerrungsverhalten der 5 mm dicken OSB-Platte bei sukzessiver Erstbelastung in Quer- A - 8

35 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen richtung (und konstanter Normalspannung σn = 45 kn/mm²) ab. Analog dazu wird das Schub-Verzerrungsverhalten (nach vollständiger Entlastung in Querrichtung) bei Wiederbelastung (WB) bis zur Grenzschubspannung in einem Schritt linear angenähert. Der schwarze Graph MFB beschreibt das Schub-Verzerrungsverhalten unter Berücksichtigung einer sukzessiven Erstbelastung und zweifach wiederholter, durchgängiger Belastung in Querrichtung. Für die Annäherung wird der Graph MW-glatt als Datengrundlage herangezogen. Die T-γ- Diagramme aller Versuche sind in Anhang B aufgeführt. Bei den Versuchen mit einer Normalspannung von N/mm² beginnen die Prüfkörper bei einer bestimmten Schubbeanspruchung zu rutschen. Da hierbei kein kompletter Versuchsdurchlauf erfolgt, werden die daraus resultierenden Ergebnisse nicht in die Auswertung mit einbezogen. Die Abbildung - zeigt die Ergebnisse der Querverformungsversuche unterteilt nach Werkstoff und aufgebrachter Normalspannung. Die Graphen bilden den Schub- Verzerrungsverlauf der Prüfkörper unterschiedlicher Dicken über die Schubspannung bei konstanter Normalspannung ab. Abbildung -: Schub-Verzerrungs-Diagramme der mehraxialen Verformungsversuche an OSB- und Spanplatten mit unterschiedlicher Normalbeanspruchung A - 9

36 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Das Diagramm oben links zeigt die Schub-Verzerrungsverläufe bei Erst- und Wiederbelastung der OSB-Platten-Prüfkörper mit den Dicken 5 mm, 5 mm und 3 mm bei einer Normalspannung von 45 N/mm². Die Verzerrung der 5 mm dicken OSB-Platte nimmt gleichmäßig mit der Schubspannung zu und erreicht bei der Maximalschubspannung eine (auf die Ausgangsdicke bezogene) Verzerrung von ca.,38. Es zeigt sich eine bleibende Verzerrung von ca.,4, die sich bei wiederholter Schubbeanspruchung mit einem steileren, linearen Verlauf auf ca.,7 vergrößert. Bei der 5 mm dicken OSB-Platte ergibt sich eine deutlich steilere Gerade, die den Schub-Verzerrungsverlauf der Erstbelastung beschreibt. Hieraus ergibt sich eine Verzerrung von ca.,5, die bei Entlastung auf,6 absinkt. Die Verzerrungszunahme steigt mit der Zunahme der Schubbeanspruchung proportional an. Bei wiederholter Schubbeanspruchung stellt sich eine bleibende Verzerrung von,8 ein. Bei der 3 mm dicken OSB-Platte lässt sich (erwartungsgemäß) eine noch geringere Verzerrung verzeichnen, deren Zunahme ab einer Schubspannung von 5 N/mm² proportional sinkt. Die plastische Verzerrung nach wiederholter Belastung liegt bei ca.,6. Es zeigt sich, dass bei einer Druckspannung von 45 N/mm² die Verzerrung in Querrichtung über die Höhe der Schubbeanspruchung mit zunehmender Prüfkörperdicke abnimmt. Vergleicht man das Schub-Verzerrungsverhalten von den gleichen Prüflingen bei erhöhter Normalspannung von 8 N/mm² (Abbildung - oben rechts) lassen sich ähnliche Verläufe erkennen. Der linear approximierte Graph der Erstbelastung der 5 mm dicken OSB-Platte verläuft flacher als die der Wiederbelastungen. Jedoch beträgt hier die bleibende Verzerrung, mit einem Wert von ca.,5 weniger als % der bei einer Druckspannung von 45 N/mm². Die Zunahme der Verzerrung der 5 mm dicken OSB-Platte sinkt mit steigender Schubspannung sowie der Wiederholung der Querbeanspruchung. Die irreversible Verzerrung beträgt hier ca.,4 und erreicht somit 3 % der Verzerrung bei einer Normalspannung von 45 N/mm². Die Verzerrung der 3 mm dicken OSB-Platte steigt gleichmäßig mit der Erhöhung der Schubspannung. Bei Wiederholung der Querbeanspruchung nimmt die Verzerrung über die Höhe der Schubspannung jedoch proportional ab. Die Verzerrung bei Erreichen der Maximalschubspannung ist bei diesem Versuch gleich der an gleicher OSB-Platte mit einer Normalspannung von 45 N/mm². Durch den proportional umgekehrten Verlauf bleibt die irreversible Verzerrung mit ca.,5 nur geringfügig unterhalb der gleichen, geringer druckbeanspruchten Probe. Daraus lässt sich für eine konstante Druckspannung von 8 N/mm² ein Verzerrungszuwachs über die Höhe der Schubspannung mit Zunahme der Dicke der Prüfkörper ableiten. Die A -

37 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Rückverformung der 5 mm dicken OSB-Platte ist jedoch geringer als die der anderen Platten. Betrachtet man die Ergebnisse gleicher Versuche an Spanplatten-Prüfkörpern unterschiedlicher Dicke, lassen sich derartige Schlüsse nicht ziehen. Die mit einer Dicke von 3 mm dünnste untersuchte Spanplatte zeigt bei Erstbelastung einen sehr flachen, relativ konstanten Anstieg der Verzerrung über die Höhe der Schubspannung mit einer verhältnismäßig größer bleibenden Verzerrung von ca.,3, die nach wiederholter Schubbeanspruchung auf, steigt. Die Graphen des Schubverzerrungsverlaufes der 9 mm dicken Spanplatte verlaufen deutlich steiler mit einer entsprechend geringeren, bleibenden Verformung von insgesamt,4. Die mit einer Dicke von 5 mm dickste untersuchte Spanplatte zeigt die auffälligsten Schubverzerrungsverläufe. Die Verzerrung bei Erstbelastung steigt über die Höhe der Schubbeanspruchung proportional an und erreicht einen Wert von ca.,5, der ungefähr mittig zwischen den Werten der Verzerrung bei Erstbelastung der beiden dünneren Platten liegt. Bei Wiederbelastung nach ca. 5 % Rückverzerrung, steigt der Graph steiler an, flacht jedoch ab einer Schubspannung von ca. 6,5 N/mm² ab. Die irreversible Verzerrung bleibt annähernd konstant. Bei zweiter Wiederbelastung nimmt die Verzerrung bis zu einer Schubspannung von N/mm² proportional und anschließend gleichmäßig zu, bis sie ab einer Schubspannung von ca. 6 N/mm² umgekehrt proportional abnimmt. Im Gegensatz dazu erkennt man umgekehrte Verformungszustände, bei Untersuchung des Schub-Verzerrungsverhaltens der Spanplatten-Prüfkörper mit einer Normalspannung von 8 N/mm². Hier verzeichnet die dünnste Spanplatte die geringste Verzerrung der abgebildeten Versuchsreihe. Die Kurve der Erstbelastung flacht, im Vergleich zu der bei geringerer Normalbeanspruchung, umgekehrt proportional ab und erreicht bei der Maximalschubbeanspruchung eine Verzerrung von ca.,58. Die Wiederbelastungen rufen eine über die Höhe der Schubbeanspruchung, gleichmäßige und geringer zunehmende Verzerrung hervor. Die bleibende Verzerrung erreicht mit einem Wert von ca.,4 etwa ein Drittel der bei geringerer Normalspannung. Die Verzerrungszunahme der 9 mm dicken Spanplatte nimmt über die Höhe der Schubspannung proportional ab. Dabei ist zu erwähnen, dass bei der Wiederbelastung die Verzerrung im Anfangsbereich bis ca. N/mm² stärker zunimmt als bei der Erstbelastung. Dieser Prüfkörper erreicht mit ca.,9 auch die größte Verzerrung bei maximaler Schubbeanspruchung dieser Versuchsreihe. Mit einer irreversiblen Verformung von,5 weist sie aber auch die größte Rückverzerrung auf. Die 5 mm dicke Spanplatte zeigt ein ähnliches Schub-Verzerrungsverhalten wie die 9 mm dicke Spanplatte und erreicht auch A -

38 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen annähernd dieselben Verformungen bei maximaler Schubspannung. Die Kurven der Wiederbelastung verlaufen jedoch linear und die Rückverzerrung ist deutlich geringer. Fasst man die Ergebnisse der OSB-Platten-Versuche zusammen, erkennt man, dass bei einer Normalspannung von 45 N/mm² die Verzerrung durch Schubbeanspruchung in Querrichtung mit Zunahme der Plattendicke sinkt. Die maximal erreichten Verzerrungen liegen hier im Bereich, bis,48. Bei einer Normalspannung von 8 N/mm² ist ein gegenläufiges Verhalten zu erkennen. Die Verzerrung durch Schubbeanspruchung steigt mit zunehmender Plattendicke. Hier liegt die maximale Verzerrung im Bereich von,8 bis,. Überlagert man diese Ergebnisse, fällt auf, dass der Höchstwert der maximal erreichten Verzerrung bei N = 8 N/mm² dem Minimalwert der erreichten Verzerrung bei N = 45 N/mm² entspricht. Da sich die Schubverzerrungen bei den beiden untersuchten Normalspannungszuständen über die Dicke betrachtet gegenläufig verhalten, entspricht dieser Wert auch derselben Plattendicke. Das zeigt, dass bei OSB-Platten der Einfluss der Normalspannung auf das Verzerrungsverhalten durch Schubbeanspruchung in Querrichtung mit Zunahme der Plattendicke sinkt. Bei den Spanplatten-Prüfkörpern erkennt man eine Abhängigkeit der Verzerrung von der Prüfkörper-Dicke nur bei Betrachtung der Prüfkörper mit einer Dicke von 3 mm und 9 mm. Hier zeigt sich in den Versuchen mit einer Normalspannung von 45 N/mm² eine Verzerrungszunahme mit sinkender Prüfkörperdicke. Die maximal erreichten Verzerrungen liegen im Bereich von, bis,8. Bei einer Normalspannung von 8 N/mm² steigt die Verzerrung mit Maximalwerten im Bereich von,75 bis,9 mit Zunahme der Dicke. Zieht man die Ergebnisse der 5 mm dicken Spanplatte hinzu, fällt auf, dass die erreichten Verzerrungen bei beiden Druckspannungszuständen, jeweils zwischen den Werten der maximalen Verzerrungen der dünneren Spanplatten liegen. Das bedeutet, dass nur bedingt Zusammenhänge zwischen der Verzerrung und der Plattendicke bestehen. Aus den Kurven lässt sich die mechanisch relevante Größe, das Schubmodul G, als Materialkennwert zur Beschreibung des Schub-Verzerrungsverhaltens verschiedener Holzwerkstoffe in Abhängigkeit der Normalspannung und der Dicke ermitteln. Dabei werden folgende drei Schubmodularten unterschieden: Sekantenmodul bei Erstbelastung (G SE ) Sekantenmodul bei Wiederbelastung (G SW ) ermittelt aus der zweiten Wiederholungsbelastung Sekantenmodul bei Mehrfachbelastung (G cal ) ermittelt aus dem Gesamt-Schub-Verzerrungsverlauf von Beginn der Erstbelastung an bis zur zweiten Wiederbelastung (Bezeichnung in Anlehnung an E cal aus DWA-A 6) A -

39 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Sie wird wie folgt berechnet: = ( 3 ) mit: : [N/mm²] Schubmodul der i-ten Belastungsstufe : [N/mm²] Schubspannung : [-] Verzerrung der i-ten Belastungsstufe Schubmodul [N/mm²] bei Normalspannung Holzwerkstoff Dicke [mm] 45 N/mm 8 N/mm G SE G SW G cal G SE G SW G cal OSB-Platte Spanplatte Tabelle -: Schubmoduln verschiedener Holzwerkstoffe in Abhängigkeit von der Normalspannung und der Plattendicke Tabelle - enthält eine Übersicht der ermittelten Schubmoduln für die Holzwerkstoffe OSB- Platte und Spanplatte für unterschiedliche Plattendicken und Normalbeanspruchungen. Eine grafische Darstellung der gesamten Ergebnisse ist in Anhang B aufgeführt. Da beim Rohrvortrieb mit Mehrfachbelastungen der Druckübertragungsringe zu rechnen ist, stehen im Folgenden die Schubmoduln Gcal im Vordergrund. Abbildung - stellt die ermittelten Schubmoduln Gcal für verschiedene Holzwerkstoffe und Plattendicken in Abhängigkeit von der Normalspannung bei maximaler Schubspannung von tmax = 7,5 N/mm² dar. Die Strichstärke der Graphen orientiert sich an der Dicke der Prüfkörper. A - 3

40 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Abbildung -: Schubmoduln der Mehrfachbelastungen in Abhängigkeit der Normalspannung Die untersuchten OSB-Platten weisen im untersuchten Druckspannungsbereich von 45 bis 8 N/mm² Schubmoduln von ca. 5 bis 8 N/mm² auf. Diese Spannweite ist jedoch lediglich durch die 5 mm dicke OSB-Platte bestimmt. Betrachtet man die nächstdickere OSB- Platte (5 mm), flacht die Gerade ab und der Bereich der Schubmoduln verringert sich auf ca. 4 bis 7 N/mm². Bei der dicksten untersuchten OSB-Platte (3 mm) bleibt der Schubmodul über die Höhe der Druckspannung annähernd konstant bei ca. 57 N/mm². In diesen Graphen spiegelt sich auch das oben beschriebene, gegenläufige Schub- Verzerrungsverhalten in Abhängigkeit der Dicke der OSB-Platte und der Druckspannung wider. Für die beiden dünneren OSB-Platten (t= 5 und 5 mm), deren Schub- Verzerrungsverhalten offensichtlich von der Normalspannung abhängt, lässt sich derjenige Normalspannungsbereich quantifizieren, in dem die Verhältnismäßigkeit der Abhängigkeit von der Dicke umschlägt. Dies erfolgt bei einer Normalspannung von ca. 68 N/mm². Geringfügig unterhalb dieser Spannung kreuzt der Graph der 3 mm dicken OSB-Platte die Graphen der 5 und 5 mm dicken Platten. Somit lässt sich feststellen, dass alle OSB-Platten bei einer Normalspannung im Bereich von 65 bis 7 N/mm² ähnlich auf Schubbeanspruchung reagieren. Die Spanplatten-Prüfkörper erreichen im untersuchten Druckspannungsbereich Schubmoduln zwischen 4 bis 95 Nmm². Auch hier sind die Grenzen durch die dünnste Platte A - 4

41 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen (3 mm) gegeben. Bei der nächstdickeren (9 mm) Spanplatte sind die geringsten Unterschiede der Schubmoduln (dieser Versuchsreihe) in Abhängigkeit der Normalspannung zu verzeichnen. Sie erstrecken sich im Bereich von 6 bis 77 N/mm². Die 5 mm dicke Spanplatte hat eine Spannweite der Schubmoduln zwischen 45 bis 8 N/mm². Somit liegt die Spannweite der Schubmoduln dieser Spanplatte, wie auch am Schub-Verzerrungsverhalten erkennbar ist, zwischen denen der dünneren Spanplatten. Signifikante Normalspannungen, an denen sich ähnliche Widerstände gegen Schubverzerrung unterschiedlich dicker Spanplatten einstellen, sind im untersuchten Bereich dreimal vorzufinden. Bei einer Normalspannung von ca N/mm² weisen die dünnsten und die dicksten Spanplatten-Prüfkörper (t= 3; 5 mm) ähnliche Schubmoduln im Bereich von 45 bis 6 N/mm² auf. Steigert man die Normalspannung, erkennt man Gleichwertigkeiten im Schub-Verzerrungsverhalten der beiden dünneren Platten (t= 3; t= 9). Bei einer Normalspannung von ca. 75 N/mm² kreuzen sich die Graphen der 9 und 5 mm dicken Platten und weisen beide ein Schubmodul von etwa 74 N/mm² auf. Vergleicht man die beiden Holzwerkstoffe ist zunächst festzuhalten, dass Spanplatten höhere Schubmoduln erzielen können. Die Maximalwerte der Schubmoduln der untersuchten OSB-Platten liegen zwischen 57 bis 8 N/mm², die der Spanplatten liegen bei 8 bis 95 N/mm². Holzwerkstoff Dicke [mm] Schubmodul [N/mm²] bei Normalspannung 45 N/mm² G SE G SW G cal OSB-Platte Spanplatte Tabelle -: Vergleich der Schubmoduln feuchter und trockener Druckübertragungsmittel bei einer Normalspannung von 45 N/mm² A - 5

42 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Eine genaue Gegenüberstellung der Holzwerkstoffe ist bei der Betrachtung der Kurven der 5 mm dicken OSB-Platte sowie der 5 mm dicken Spanplatte möglich. Beide verlaufen recht ähnlich und liegen mit Differenzen der Schubmoduln von 5 bis N/mm² vergleichsweise nah beieinander. Eine Gegenüberstellung der aus den Versuchen ermittelten Steifigkeiten bei einer Normalspannung von 45 N/mm² und einer maximalen Schubspannung von 7,5 N/mm² ist in Tabelle - aufgeführt..5 Schlussfolgerungen und Hinweise für die statische Berechnung Die durchgeführten Versuche an Prüfkörpern aus verschiedenen Werkstoffen unterschiedlicher Dicke und unter variierten Beanspruchungen haben gezeigt, dass die Schubsteifigkeit von Druckübertragungsringen nicht mit einem konstanten Werkstoffkennwert (beispielsweise mit einem Schubmodul G) erfasst werden kann. Genau wie bei der Drucksteifigkeit, die auch nicht mit einem festen E-Modul E beschrieben werden kann, ist auch die Bestimmung der Schubsteifigkeit nicht mit einem fixen Schubmodul G möglich. Analog zu dem im DWA-A 6 definierten Rechenwert Ecal, dessen Größe nicht nur durch den Werkstoff, sondern auch durch die Dicke des Druckübertragungsringes und durch das Beanspruchungsniveau bestimmt wird, muss für die Erfassung der Schubsteifigkeit ein Rechenwert Gcal eingeführt werden, der in der Tabelle - und im Diagramm der Abbildung - dargestellt ist. Da dieser Rechenwert sehr sensibel auf die Variation der Dicke und der Druckspannung reagiert, sollte für eine gesicherte Berücksichtigung der Schubsteifigkeit in einer statischen Berechnung eine individuelle Prüfung für jeden Druckübertragungsringtyp durchgeführt und der zugehörige Rechenwert G cal bestimmt werden. Nur so kann sichergestellt werden, dass auch Druckübertragungsringe mit abweichenden Eigenschaften (bspw. anderer Hersteller) korrekt erfasst werden. Damit werden für die Bestimmung von G cal dieselben Anforderungen wie zur Bestimmung von Ecal gestellt, die für jeden verwendeten Druckübertragungsring vorgenommen werden muss. Versuchstechnisch kann der im Anhang C des DWA-A 6 beschriebene Standardversuch verwendet und um einen anschließenden Schubversuch (ggf. sogar mit denselben Prüfkörpern) erweitert werden. Im Rahmen einer Vorbemessung, bei der der später eingesetzte Druckübertragungsring noch nicht vorliegt, kann analog zur Bestimmung von Ecal verfahren werden, indem die aus dem Diagramm der Abbildung - ablesbaren Werte für G cal verwendet werden. A - 6

43 Laborversuche: Quersteifigkeit von Druckübertragungsringen Aus den Versuchen, bei denen die Prüfkörper gerutscht sind, geht hervor, dass die Quertragfähigkeit von Druckübertragungsringen bestimmt ist durch den Reibungskoeffizienten. Hinsichtlich ihrer Obergrenze, also dem Bereich, ab dem der Druckübertragungsring seine Tragfähigkeit durch Brechen verliert, lassen sich aus den Versuchen keine Werte quantifizieren. Aufgrund der hohen Prüfdruckbeanspruchungen lässt sich jedoch schließen, dass die Tragfähigkeit von Druckübertragungsmitteln aus den untersuchten Werkstoffen weit über dem für den Vortrieb relevanten Bereich liegt. Man kann also davon ausgehen, dass die Tragfähigkeit von Druckübertragungsmittel aus Holzwerkstoffen stets ausreichend groß ist und bei der Bemessung von Vortriebsrohren nicht berücksichtigt werden muss. A - 7

44 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen. Allgemeines Als Fugendichtung werden Dichtringe aus Elastomeren eingesetzt. Sie besitzen die Eigenschaften sich auf Druck und Zug elastisch verformen zu können und sich anschließend wieder in ihre Ausgangsform zurück zu verformen. Abbildung -: Ausführungsformen von Steckverbindungen: links mit Spitzend- Keilgleitdichtung; rechts mit Rollring mit symmetrischer Keilnase (Bild: Cordes GmbH) In Abbildung - sind zwei mögliche Ausführungsformen von Steckverbindungen dargestellt. Die linke Abbildung zeigt eine Spitzend-Keilgleitdichtung. Sie wird durch Vorspannung auf das Spitzende montiert und findet ihre Endposition durch Aufkantung an der Stützschulter. Das Zusammenschieben der Rohre erfolgt bei dieser Dichtung unter Zuhilfenahme eines entsprechenden Gleitmittels. Die rechte Darstellung zeigt eine Fugendichtung, ausgeführt in Form eines Rollringes mit symmetrischer Keilnase. Nach Aufbringen der Fugendichtung zeigt die Keilnase in Richtung des Spitzendes des Rohres. Durch die runde Form rollt sich die Dichtung in ihre vorgesehene Position und benötigt somit kein Gleitmittel. Beim Zusammenschieben von Spitzende und Muffe wird die Dichtung in den verbleibenden Zwischenraum gepresst. Durch die elastomeren Eigenschaften des Dichtringes wird so die Dichtwirkung erzielt. Werden durch Querkrafteinleitung die Rohrenden einer Rohrverbindung gegeneinander verschoben, wird der Dichtungsring unterschiedlich verformt. Dies ruft sogenannte Rückstell- A - 8

45 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen kräfte der Fugendichtung hervor, da sie durch ihre Materialeigenschaften immer in ihre Ausgangsposition zurückkehren will.. Zusammenstellung der Steifigkeit von Dichtungen DIN EN 96 (DIN Deutsches Institut für Normung, 3) schreibt die Einhaltung vorgegebener Grenzwerte für eine wirksame Dichtbreite und einen durchschnittlichen Anpressdruck, beziehungsweise die maximale Verformung der Dichtung, zum Nachweis der Dichtfunktion vor. Zur Ermittlung dieser Parameter sind im Anhang der DIN EN 96 (DIN Deutsches Institut für Normung, 3) Prüf- und Berechnungsverfahren aufgeführt. Dazu muss die Dichtung einem Kompressionsversuch unterzogen werden, aus dem ein Kraft- Verformungsdiagramm erstellt wird. Der Dichtsystem-Hersteller Theodor Cordes GmbH und Co.KG stellte die aus dem Kompressionsversuch ermittelten Daten eigener Rohrdichtungen für die Steifigkeitsermittlungen dieser Arbeit zur Verfügung. Die Auswahl der Dichtungen ist nach Herstellerangaben als gebräuchlich anzusehen. Die im Rahmen des vorliegenden Forschungsvorhabens durchgeführten Versuche erfolgten mit den in der Tabelle - zusammengestellten Dichtungen. Tabelle -: Kennwerte der untersuchten Dichtungen Bezeichnung Höhe bzw. Durchmesser [mm] Nennweite [DN] Ausführung 6 Gleitkeildichtung CK 89 CX 3, Gleitkeildichtung CK 89 4 IRDH Gleitkeildichtung CK 89 CX 4/6 IRDH Gleitkeildichtung CK Z SBR 4 IRDH 3 8 Rollringdichtung BK-B IRDH [s. Abbildung -] 3 8 A - 9

46 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen Wird für die Dichtung eines Vortriebes mit der Nennweite DN 6 die Spitzend- Keilgleitdichtung CK 89 CX mit einer Nennhöhe von 3,4 mm verwendet, ergibt sich beispielsweise das als Abbildung - dargestellte Kraft-Stauchungsdiagramm: Abbildung -: Kraft-Verformungsdiagramm DN 6 CK 89 CX 3,4 mm Auf der x-achse ist die Stauchung der Dichtung εd in Prozent angegeben. Auf der y-achse lässt sich die aufzubringende Prüfkraft PD [N/mm] (bzw. die Kraft der Dichtung FD) zur Einstellung der Stauchung der Dichtung ablesen. Um eine Stauchung von 5 % zu erzielen, benötigt man eine Prüfkraft von 6 N/mm. Um die doppelte Stauchung (5 %) zu erreichen, benötigt man die achtfache Prüfkraft (48 N/mm). Daraus lässt sich erkennen, dass die Steifigkeit mit der Kompression der Dichtung zunimmt. In der Ausgangsposition wirken gleichmäßige Radialkräfte auf das Rohr in der Rohrfuge. Diese entstehen durch die Kompression der Dichtung beim Zusammenschieben der Rohrenden. Die Höhe dieser Radialkraft lässt sich im Kraft-Deformationsdiagramm bei Kenntnis der Anfangsdeformation der Dichtung ablesen. Die Anfangsdeformation ergibt sich aus folgendem Verhältnis: = h h h mit: [-] Anfangsdeformation der Dichtung h [mm] Höhe der aufgespannten Dichtung h [mm] Höhe der komprimierten Dichtung A -

47 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen Dabei ist h als Höhe der Dichtung nach Aufspannung auf das Spitzende zu betrachten und h als Höhe der Dichtung nach Zusammenschieben der beiden Rohrenden. Letzteres entspricht dem Muffenspalt, der sich aus der halben Differenz des Nennmaßes des Durchmessers der Muffe d und des Spitzendes d ergibt. Daraus ergibt sich für die Dichtung DN 6 CK 89 CX 3,4 mm eine Anfangsdeformation ε von 45,4 % und eine gleichmäßige Radialkraft F von 3,35 N/mm. Kommt es zu einem Versatz der Rohre in der Rohrverbindung, ändern sich die Dichtungshöhen und dementsprechend auch die Verzerrungen cosinus-förmig über den Rohrumfang. Der Verlauf der Dichtungshöhen, bzw. des Muffenspaltes, über den Rohrumfang lässt sich mit folgender Formel bestimmen: h!"#,% & '=h +% & cos"#' mit: # [ ] Umfangwinkel % & [mm] Versatz h [mm] Höhe der eingebauten Dichtung (in Ausgangssituation) h!"#,% & ' [mm] Höhe der eingebauten Dichtung bei Versatz der Rohre Abbildung -3: Muffenspaltverlauf über den Rohrumfang DN 6 CK 89 CX 3,4 mm bei verschiedenen Versätzen A -

48 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen In Abbildung -3 ist der Verlauf des Muffenspaltes über den Rohrumfang für verschiedene Versätze dargestellt. Betrachtet man die Rohrverbindung im Scheitel als den Umfangwinkel bzw. 36, ergeben sich für die Bereiche der Kämpfer 9 und 7 sowie für die Sohle 8. Der rote Graph zeigt den konstanten Verlauf des Muffenspaltes über den gesamten Rohrumfang bei 5,5 mm. Die restlichen Graphen visualisieren die Änderungen der Dichtungshöhen, bzw. des Muffenspaltes, für den vertikalen Versatz von,, 3 und 4 mm. Daraus zeigt sich, dass sich der Muffenspalt in den Kämpferbereichen nicht ändert. Je weiter man von den Kämpfern entfernt ist, desto größer werden die Differenzen der Muffenspalte. Im Scheitel erhöht sich der Muffenspalt um das gleiche Maß, wie es sich in der Sohle verringert. Der Verzerrungsverlauf wird mit den angepassten Muffenspalten nach folgender Formel ermittelt: mit:!"#,% & '= h h!"#,% & ' h ( 4 )!"#,% & ' [-] Deformation bei Versatz der Rohre h [mm] Höhe der Dichtung im eingebauten Zustand h!"#,% & ' [mm] Höhe der eingebauten Dichtung bei Versatz der Rohre In Abhängigkeit von der Größe des Versatzes ergeben sich somit auch über den Rohrumfang sich ändernde Anpresskräfte F,- in der Muffe. Mit Hilfe des Kraft- Verformungsdiagramms, lässt sich der Kraftverlauf über den Rohrumfang wie folgt darstellen: A -

49 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen Abbildung -4: Kraftverlauf über den Rohrumfang bei verschiedenen Versätzen DN 6 CK 89 CX 3,4 mm In Abbildung -4 zeigt der rote Graph den über den Rohrumfang konstanten Kraftverlauf von 3,35 N/mm der Dichtung in der Ausgangsposition. Bei Versatz der Rohre in der Rohrverbindung zeigt sich im Bereich der Zunahme des Muffenspaltes ein Absinken der Anpresskraft. Im Scheitelbereich, wo die Dichtung stärker komprimiert wird, steigt die Kraft dementsprechend cosinus-förmig an. Die Kraft, die bei Versatz der Rohre über die gleichmäßige Radialkraft F hinaus geht, ist die Rückstellkraft F. Sie versucht, die Rohre wieder in ihre Ausgangsposition zurückzuführen. Sie lässt sich in Abhängigkeit des Versatzes folgendermaßen ermitteln: mit: 3. / "% & '=.!"#,% & ' cos"#'5# ( 5 ). / "% & ' [KN] Rückstellkraft der Dichtung % & [mm] Versatz # [ ] Umfangwinkel.!"#,% & ' [N/mm] Veränderte Anpresskraft der Dichtung 5 67 [mm] Nennmaß des Durchmessers des Spitzendes A - 3

50 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen Abbildung -5: Rückstellkraft in Abhängigkeit des Versatzes DN 6 CK 89 CX 3,4 mm Trägt man die ermittelten Rückstellkräfte über die Versätze auf (siehe Abbildung -5), ist ein annähernd linearer Zusammenhang zu erkennen. Die Dichtung wirkt somit wie eine lineare Feder mit einer Federkonstante. Demnach lässt sich die Rückstellsteifigkeit C als Sekantenmodul bestimmen und ergibt sich bspw. für die Dichtung DN 6 CK 89 CX 3,4 mm zu 4,59 kn/mm. Tabelle -: Rückstellsteifigkeiten der untersuchten Rohrdichtungen Dichtung Höhe Nennweite Rückstellsteifigkeit C D [mm] [DN] [kn/mm] CK 89 CX 3,4 6 4,59 CK 89 CX 3,4 8 45,83 CK 89 CX 3,4 56,4 CK 89 CX 3,4 4 6,7 CK 89 CX 3,4 8 7,98 CK 89 4 IRDH 3, 8 44,3 CK 89 CX 4/6 IRDH 3, 8 69,47 CK Z SBR 4 IRDH 3, 8 6,47 BK-B IRDH 3, 8 36,34 A - 4

51 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen Die mit Hilfe der in diesem Kapitel beschriebenen Berechnungsmethode ermittelten Rückstellsteifigkeiten verschiedener Dichtungen für Rohre mit Nennweiten von DN 6 bis DN 8 sind in Tabelle - aufgeführt. Die Berechnungen und Darstellungen zur Erfassung dieser Werte sind in Anhang A aufgeführt. : ;< => ;? "@A'=,6 Unter der aus geometrischen Gründen allgemein zutreffenden Annahme, dass sich dieses Verhalten generell auf die Materialien von Fugendichtungen übertragen lässt, ergeben sich für die weiteren untersuchten Fugendichtungen folgende Rückstellsteifigkeiten in Abhängigkeit der Nennweite: : ;< => G3 H/I "@A'=,6 : ;< => ;? G3 / 3 H/I "@A'=,5 : ;< L MN/ G3 H/I "@A'=, : N<ON H/I "@A'=,3 Alle geprüften Dichtungsabschnitte zeigten im Kompressionsversuch ein nicht-lineares Kraft- Stauchungsverhalten mit zunehmender Steifigkeit bei Steigerung der Beanspruchung. Dennoch ergibt sich im eingebauten Zustand ein linearer Zusammenhang zwischen Querverschiebung und Querkraft in der Rohrverbindung. Aus diesem Grund kann für jeden betrachteten Dichtungsring eine feste Quersteifigkeit (in Form einer Federkonstante) in Abhängigkeit des Rohrdurchmessers angegeben werden..3 Schlussfolgerungen und Hinweise für die statische Berechnung Die Untersuchungen haben gezeigt, dass der aus üblichen Gleitkeil- und Rollrichtungen resultierende Anteil der Quersteifigkeit in den Rohrverbindungen durch einen Rückstellmodul E D sehr einfach mit hinreichender Genauigkeit beschrieben werden kann. Obwohl die an kurzen Abschnitten der Dichtungsbänder durchgeführten Kompressionsversuche ein nichtlineares Druckkraft- Stauchungsverhalten zeigten, ergab sich bei der mathematischen Integration über den Umfang ein nahezu lineares Steifigkeitsverhalten der gesamten Fuge. Jedem Dichtungstyp bzw. jeder Dichtungsabmessung kann ein fester und konstan- A - 5

52 Laborversuche: Steifigkeit von Fugendichtungen ter Rückstellmodul E D zugeordnet werden, der nur einmal als Dichtungskonstante bestimmt werden muss. Die Multipikation von E D mit dem Rohrdurchmesser und mit der Anzahl der eingelegten Dichtungen ergibt sich der Anteil der Dichtung an der Quersteifigkeit der Rohrverbindung C D zu: C D = n D * E D * d amin mit C D [N/mm] Quersteifigkeit der Fuge n D [-] Anzahl Dichtungen pro Fuge E D [N/mm ] Rückstellmodul der Dichtung d amin [mm] Durchmesser der Dichtungskammer Tabelle -3: Rückstellmoduli der untersuchten Dichtungen Dichtung Höhe [mm] Rückstellmodul E D [N/mm ] CK 89 CX 3,4,6 CK 89 4 IRDH 3,,6 CK 89 CX 4/6 IRDH 3,,5 CK Z SBR 4 IRDH 3,, BK-B IRDH 3,,3 In der Tabelle -3 sind beispielhaft die Rückstellmoduli der untersuchten Dichtungen zusammengestellt. A - 6

53 In-Situ-Messungen: Fugenspaltweiten und -versätze 3 In-Situ-Messungen: Fugenspaltweiten und -versätze 3. Messkonzept Für die Erfassung tatsächlicher beim Rohrvortrieb entstandener Fugenspaltweiten und Fugenversätze wurden zwei Haltungen des aktuell laufenden Bauprojektes Abwasserkanal Emscher untersucht. Hierbei kommen Druckübertragungsringe aus OSB-Platten zum Einsatz. Jede Rohrfuge wird mit zwei, im Vorfeld verleimten, Druckübertragungsringen gleicher Dicke ausgestattet. Abgedichtet werden die Rohre mit einer doppelten Spitzend- Keilgleitdichtung. Im Rahmen dieser Arbeit sind insbesondere gekrümmte Vortriebsstrecken von Interesse, da hier (u. a.) die zu untersuchenden Querkräfte, in Form von Fugenversätzen, sichtbare Folgen auslösen können. Bei den Untersuchungen werden die Fugenspaltweiten ausgewählter Rohrfugen in 4 Bereichen gemessen. Außerdem werden die horizontalen und vertikalen Fugenversätze erfasst. 3. Auswahl der Vortriebsstrecken und Fugen Die zu untersuchenden Bereiche der jeweiligen Vortriebsstrecken werden im Folgenden als Station [m], ausgehend vom Startschacht, bzw. die Fugen als Fuge zwischen Rohr a und Rohr b bezeichnet. Haltung H_.97 Vom Startschacht S_.97 aus wird über eine Vortriebsstrecke von 986 m die Haltung H_.97 zum Zielschacht S_.95 aufgefahren. Auf den ersten 45 m verläuft die Vortriebsstrecke geradlinig, gefolgt von einer 3 m langen Linkskurve mit einem Krümmungsradius von m. Anschließend verläuft die Strecke bis zum Zielschacht wieder gerade. Die 5 hier zum Einsatz kommenden Stahlbetonrohre haben eine Regel-Baulänge von 4 m und eine Wanddicke von mm. Der Innendurchmesser beträgt 6 mm. Die ersten 36 Rohrfugen, die auch die Kurve passieren, sind mit Druckübertragungsmitteln, die jeweils eine Dicke von 3 mm aufweisen, ausgestattet. Die folgenden Rohre, die nur auf gerader Vortriebsstrecke gepresst werden, haben Druckübertragungsringe mit einer jeweiligen Gesamtdicke von 4 mm. Außerdem kommen 6 Zwischenpressstationen zum Einsatz. A - 7

54 In-Situ-Messungen: Fugenspaltweiten und -versätze In dieser Haltung werden die Fugen zwischen Station 3 bis m untersucht, da während des Vortriebs stärkere Steuerbewegungen bzw. Krümmungsänderungen im Bereich Station 4 bis 9 m aufgetreten sind. Laut Rohrfolgeplan bzw. Endzustand des Vortriebs umfasst dies die Fugen 8-7 bis Da der Vortrieb während der Untersuchungen noch in Bewegung ist, werden die Fugen bis hinsichtlich der Fugenspaltweiten und -versätze untersucht. Haltung H_.- Die Haltung H_.- erstreckt sich über eine Länge von 97 m und wird vom Startschacht S_. zunächst 49 m auf geradlinig geplanter Strecke vorgetrieben. Die folgende Vortriebsstrecke weist eine 9 m lange Linkskurve mit einem Krümmungsradius von 5 m und anschließender gerader Strecke bis zum Zielschacht S_.9 auf. Von 67 vorgetriebenen Stahlbetonrohren haben die Rohre die die Kurve durchfahren, eine Regel-Rohrlänge von 3,5 m. Die folgenden Rohre weisen eine Regel-Rohrlänge von 4 m auf. Sämtliche Rohre haben eine Wanddicke von mm und einen Innendurchmesser von 6 mm. Die Rohre, die sowohl durch die gerade Strecke als auch durch die Kurve gepresst werden, haben in den Rohrfugen Druckübertragungsringe mit einer jeweiligen Gesamtdicke von 3 mm, die restlichen Rohrfugen sind mit Drückübertragungsringen mit einer Dicke von 4 mm ausgestattet. Zusätzlich werden 8 Zwischenpressstationen für den Vortrieb eingesetzt. In dieser Haltung werden die Fugen bis - im Bereich der Station 47 bis 55 m untersucht. Dies umfasst den gesamten Kurvenbereich inklusive der Kurveneinfahrtsund Kurvenausfahrtsstrecken. Da im Anfangsbereich der geradlinig geplanten Vortriebsstecke stärkere Steuerbewegungen aufgetreten sind, werden zusätzlich die Fugenspaltweiten der Fugen 5-49 bis bei Station 7 bis m untersucht. 3.3 Durchführung der Messungen und Messdatenerfassung Die Messungen der Fugenspaltweiten und Fugenversätze erfolgt mit Hilfe eines digitalen Messschiebers, der eine auf den hundertstel Millimeter genaue Erfassung der Messdaten gewährleistet. Der Messschieber ermöglicht die Messungen von Außenmaßen, Innenmaßen und Tiefenmaßen. Für die Ermittlung der Fugenspaltweiten wird der Innenmesser verwendet. Dazu werden die Innenmessschenkel innerhalb der zu untersuchenden Fuge auseinandergeschoben und der Messwert auf der Anzeige abgelesen (siehe Abbildung 3-). A - 8

55 In-Situ-Messungen: Fugenspaltweiten und -versätze Abbildung 3-: Messung des Fugenspaltes im Scheitel: links H_.97, Fuge 46-45; rechts H_.-, Fuge 4-4 Durch die Vortriebsarbeiten können Ablagerungen und Flüssigkeiten im Bereich der Sohle vorhanden sein und die Fugenspalt-Messung erschweren. Aus diesem Grund wird für die Ermittlung dieser Fugenspalte folgende Formel heran gezogen:.q MR =.Q <,S +.Q <,T.Q MUV ( 6 ) mit:.q MR [mm] Fugenspalt im Bereich der Sohle.Q <,S [mm] Fugenspalt im Bereich des linken Kämpfers.Q <,T [mm] Fugenspalt im Bereich des rechten Kämpfers.Q MUV [mm] Fugenspalt im Bereich des Scheitels Um die eventuell vorhanden Fugenversätze zu erfassen, wird der Tiefenmesser eingesetzt. Dazu werden die Tiefen von der Rohrinnenkante bis zum Erreichen des Druckübertragungsringes beider gegenüberliegenden Rohrspiegel einer Fuge gemessen und dokumentiert (siehe Abbildung 3-). Abbildung 3-: Messung des vertikalen Versatzes H_.97, Fuge A - 9

56 In-Situ-Messungen: Fugenspaltweiten und -versätze 3.4 Auswertung der Messdaten und Zusammenfassung Hohe Querkraftbeanspruchungen der Rohrfuge führen zu Versätzen der Rohre in den Rohrverbindungen. Neben der Erfassung dieser durch Querkräfte verursachten Versätze, werden in denselben Fugen auch die Fugenspaltweiten in den Bereichen der Kämpfer, des Scheitels und nach Möglichkeit auch in der Sohle gemessen. Daraus soll hervorgehen, ob es Zusammenhänge zwischen den Abwinkelungen der Rohre und den entstehenden Versätzen gibt. Die ermittelten Messwerte sowie ihre grafischen Darstellungen sind dem Anhang C zu entnehmen. Exemplarisch werden hier die Ergebnisse aus den Messungen im Kurvenbereich der Haltung H_.- erläutert. Im Kurvenbereich entstehen planmäßige Abwinkelungen zwischen den Rohren. Um diese besser zu visualisieren, werden die gemessenen Fugenspalten in Form von Fugenspaltdifferenzen dargestellt (siehe Abbildung 3-3). Diese lassen sich aus der Differenz der im Rohr gegenüberliegenden Fugenspalt-Messwerte ermitteln. Die Kurve S-S_Differenz ergibt sich aus den Messwerten im Scheitel und der Sohle des Rohres und die Kurve K-K_Differenz aus den Messwerten im linken und im rechten Kämpfer-Bereich. Die pink-farbigen Graphen zeigen die horizontal und vertikal gemessenen Versätze der Rohre in den Rohrfugen über die untersuchte Vortriebsstrecke. Negative Werte ergeben sich aus den, in Vortriebsrichtung gesehen, von links nach rechts bzw. von oben nach unten subtrahierten Werten. Somit bedeutet eine negative K-K_Differenz eine Stauchung im linken Kämpferbereich und eine negative S-S_Differenz eine Stauchung im Bereich der Sohle. Die S-S_Differenz-Kurve zeigt über die untersuchte Messtrecke sehr schwankende Fugenspaltdifferenzen. Vor der Kurveneinfahrt erreicht sie mit einer Fugenspaltdifferenz von ca. mm ihre maximale Abwinkelung, die einer Krümmung des Rohrstranges in der geometrischen Form eines Tales entspricht. Im Bereich der Kurveneinfahrt wechselt die Stauchung in den Sohlenbereich, so dass hier die geometrische Form einer Kuppe entsteht. Danach schwanken die Fugenspaltdifferenzen zwischen +, bis - 6,3 mm. Das bedeutet, dass die Stauchung überwiegend im Sohlenbereich auftritt. Bei Station 538 m ist die Stauchung einmalig wieder im Scheitelbereich zu erkennen und fällt danach wieder ab. A - 3

57 In-Situ-Messungen: Fugenspaltweiten und -versätze Abbildung 3-3: Fugenspaltdifferenzen und Versätze H_.- Station m Aus der Kurve K-K_Differenz erkennt man die Einfahrt in die Linkskurve ab Station 48 m. Die Abwinkelungen nehmen bis Station 499 m zu und erreichen dort eine Fugenspaltdifferenz von ca. mm. Anschließend verzeichnet sich ein Rückgang der Fugenspaltdifferenz auf ca. 6,4 mm bei Station 56 m. Bei Station 5 m erreicht die Kurve dann ihre maximale Fugenspaltdifferenz von über 6 mm. In diesem Bereich ist auch der Effekt der klaffenden Fuge deutlich zu erkennen (siehe Abbildung 3-4). Bis Station 538 m nimmt die Fugenspaltdifferenz bis nahezu ab und nimmt anschließend wieder zu. Abbildung 3-4: Sichtbare Fugenklaffung A - 3