Ingenieurgeologische Untersuchungen zur Optimierung von Leistungs- und Verschleißprognosen bei Hydroschildvortrieben im Lockergestein

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1 Ingenieurgeologische Untersuchungen zur Optimierung von Leistungs- und Verschleißprognosen bei Hydroschildvortrieben im Lockergestein Dissertation an der Fakultät für Geowissenschaften der Ruhr-Universität Bochum zur Erlangung des Grades Doktor der Naturwissenschaften (Dr. rer. nat.) vorgelegt von Jan Düllmann im Januar 2014 Erstgutachter: Zweitgutachter: Prof. Dr.-Ing. Michael Alber Prof. Dr.-Ing. Markus Thewes

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3 Kurzfassung 3 Kurzfassung Die vorliegende Dissertation entstand im Rahmen des Sonderforschungsbereichs SFB Interaktionsmodelle für den maschinellen Tunnelbau, an der Ruhr-Universität Bochum. Das ursprüngliche Ziel des Teilprojektes A1 war eine Analyse von Interaktionen zwischen Baugrundeigenschaften und dem Systemverhalten bei maschinellen Schildvortrieben im Lockergestein. Für die Forschungen stand dem SFB der Bau der Wehrhahn-Linie in Düsseldorf als Referenzprojekt zur Verfügung. Um eine gesicherte Datenbasis zu erhalten, wurde der insgesamt knapp 3 km lange, innerstädtische Vortrieb mittels Hydroschildmaschine über einen Zeitraum von fast 2 Jahren begleitet und die geologischen Verhältnisse so kontinuierlich und so genau wie möglich dokumentiert. Durch die, für diese Vortriebstechnik besonders günstigen Bedingungen bei dem Referenzprojekt Wehrhahn-Linie, zeigten die Baugrundbedingungen allerdings einen allenfalls stark untergeordneten Einfluss auf das Maschinenverhalten. Dadurch entstand jedoch im Gegenzug die Möglichkeit im Rahmen dieser Arbeit eine Zerlegung der Maschinen(roh-)daten zu erarbeiten, durch die die unterschiedlichen Einflüsse auf das Verhalten einer Tunnelvortriebsmaschine (TVM) heute identifiziert und teilweise auch quantifiziert werden können. Durch die so möglich gewordene separate Betrachtung von unterschiedlichen Einflüssen auf die automatisch aufgezeichneten Rohdaten einer TVM, können zukünftig verlässliche Aussagen zur Relevanz von geologisch/geotechnischen, betrieblichen oder auch von maschinentechnischen Bedingungen gegeben werden, was besonders bei der nachträglichen Klärung strittiger Fragen vergangener Vortriebe von hoher Bedeutung sein kann. Das ursprüngliche Ziel, die Korrelation von Baugrund- und Maschinendaten, wurde durch die separate Bewertung der sog. Abbau-spezifischen Teilkomponenten der Rohdaten erreicht. Diese Werte sind frei von Einflüssen aus Steuervorgaben, Reibungskräften oder weiteren, vom eigentlichen Abbauprozess unabhängigen Faktoren, und bilden die Effektivität des Abbaus als Funktion der tatsächlichen Baugrundeigenschaften und dem Zustand des Schneidrades gut ab. Als relevante Baugrundbedingungen, die überhaupt einen Einfluss auf die Betriebsdaten einer TVM haben können, wurden primär die Festigkeitseigenschaften des jeweiligen Bodens identifiziert. Zusätzlich stellen das Verschleiß- und Verklebungspotential weitere relevante Baugrundkennwerte dar, die den Schneidradzustand und damit die Effektivität des Abbaus ganz wesentlich beeinflussen. Eine möglichst umfassende Dokumentation der Bedingungen vor Ort, wie z.b. dem Schneidradzustand in Bezug auf den Verklebungs- und Verschleißgrad, ist demnach Grundvoraussetzung für alle vortriebsbegleitenden und nachträglichen Analysen. Stehen solche Informationen nicht zur Verfügung, leidet zwangsläufig die Aussagekraft jeglicher Auswertungen von Maschinendaten. Für die Planung zukünftiger Projekte konnte aus den Erkenntnissen und auf Basis einiger weniger zur Verfügung stehender Projektdaten, ein erster Ansatz für die Prognose von Anpresskräften, vor allem aber dem Schneidraddrehmoment erarbeitet werden. Die Prognose erfolgt mit Hilfe eines neu entwickelten Bewertungsdiagramms, in dem Angaben zu den Festigkeitseigenschaften eines Baugrunds zusammen mit Angaben zum Verklebungs- und Verschleißpotential

4 Abstract 4 dazu genutzt werden können, um die voraussichtliche Größenordnung der auftretenden Kräfte und Drehmomente abzuschätzen. Da die Bewertung des Verschleißpotentials eines Baugrunds extrem wichtig, bis heute aber nur unzureichend geregelt ist, wurden zusätzlich Untersuchungen zur Abrasivität und Abrasivitätsbewertung mit unterschiedlichen, heute gängigen Prüfverfahren durchgeführt. Es konnte nachgewiesen werden, dass Indexversuche zur vermeintlich einfachen und laborgerechten Bewertung der Abrasivität wie z.b. der LCPC-Test, nicht in der Lage sind das Verschleißpotential eines Bodens zu bewerten. Ursächlich ist die Verwendung gestörter Bodenproben bei allen derartigen Versuchen, wodurch die auftretenden Kräfte, als wesentliche Komponente eines Verschleißsystems, völlig außer Acht gelassen werden. Als Alternative zu derartigen Indexversuchen wurde im Rahmen dieser Arbeit eine neue Bewertungsmethode für das Verschleißpotential von Böden durch die Berücksichtigung der Abrasivität, aber in Kombination mit den jeweils auftretenden Kräften entwickelt. Insgesamt wird so mit der vorliegenden Arbeit eine umfassende Basis für die Bewertung vergangener, aber vor allem auch ein zusätzliches Hilfsmittel für die Planung zukünftiger Projekte geschaffen, die es dem Anwender erlaubt die zur Verfügung stehenden Baugrundbeschreibung ganz konsequent zu nutzen, um einen Großteil der relevanten Bereiche für einen maschinellen Vortrieb zu eruieren. Abstract This doctoral thesis is a result of the work within the Collaborative Research Center (CRC) Interaction modeling in mechanized tunneling, at the Ruhr University Bochum, Germany. The goal of subproject A1 was to gain knowledge and experience about the interaction of ground conditions and machine behavior for mechanized shield tunneling in soils. For this work, a current metro project in Düsseldorf, Germany, was available for the CRC 837 as a reference project. Over a period of nearly 2 years a detailed documentation of the actual ground conditions, in the course of the construction of nearly 3 km long Wehrhahn-Linie project by a hydroshield machine, was carried out. Here, tunnel excavation was done before the excavation of the stations and allowed thus very detailed insight into the real ground conditions. Although, no assured correlations of ground conditions and machine data could be found, because of the very homogeneous and favorable ground conditions for hydroshield tunneling in this special project. But therefore, separating the machine raw data into different components became possible to identify and distinguish between different influences during operation. Thus, investigation of technical or manmade (excavation-independent) influences on machine raw data and the separate analysis of different influences was found to be essential for any kind of analysis aiming on ground investigation. In particular, this splitting of machine raw data in the future will help to find agreements about contentious issues, e.g. claims, of former projects. Correlations of ground conditions and machine data were found by separating the excavationspecific components of machine raw data, which are supposed to be free of technical and human influences (excavation-independent components). Excavation-specific data components

5 Abstract 5 are influenced by ground conditions and state of cutting wheel as well and show a very close connection to the efficiency of excavation. Strength properties of an encountered soil were identified to be the most important parameters with an effect on the efficiency of excavation. In addition, wear and clogging potential are crucial parameters, because of their significant impact on the state of the cutting wheel. For an exact determination of those influences and for meaningful evaluations of machine data, a continuous documentation at project site is mandatory. From these findings and the available data of a few former projects, a first attempt for the prediction of forces and cutting wheel torque for future projects has been developed. By the use of a new developed evaluation-chart, strength parameters of a soil in combination with wear and clogging potentials may be used for assessment of magnitudes for acting forces. Additionally focus has been placed on tool wear and wear prediction, because the evaluation of a wear potential of a soil is not defined or standardized until today. Different test methods like the LCPC-test were found to be useless for wear prediction, because of the typical use of disturbed soil samples under laboratory conditions. Thus, acting forces, as a major element of any wear analysis, are neglected in all these index-test methods. Therefore an improved method for the evaluation of a wear potential was developed. Finally, this work may be used as a tool for the assessment of former projects, but also as an additional planning tool for future projects by the use of given soil properties. Keywords: TBM-soil-interaction, hydroshield, ground investigation, processing of TBM data, prediction of forces and cutting wheel torque, wear prediction and wear potential, abrasivity

6 Danksagung 6 Danksagung Die vorliegende Arbeit entstand im Rahmen des Sonderforschungsbereichs Interaktionsmodelle maschineller Tunnelbau, an der Ruhr-Universität Bochum, der durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft DFG finanziert wurde. Mein Dank gilt daher in erster Linie der DFG sowie allen Antragstellern des SFB 837, ohne deren Engagement keine finanzielle Grundlage für diese Forschungsarbeit bestanden hätte. Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. Michael Alber von der Arbeitsgruppe Ingenieurgeologie und Felsbau der Ruhr-Universität Bochum für die Betreuung meiner Arbeit. Die unzähligen Gespräche und Diskussionen, die selbst unter größtem Zeitmangel immer zeitnah möglich gemacht wurden, aber auch der persönliche Zuspruch sowie der offene und kollegiale Umgang innerhalb der Arbeitsgruppe, waren Voraussetzung und Fundament für eine erfolgreiche Forschungsarbeit. Hierfür möchte ich mich ausdrücklich, auch bei meinen Kollegen, bedanken. Des Weiteren möchte ich Herrn Prof. Dr.-Ing. Markus Thewes vom Lehrstuhl für Tunnelbau, Leitungsbau und Baubetrieb an der Ruhr-Universität Bochum danken, der als 2. Gutachter und Betreuer der Arbeit immer für Diskussionen zur Verfügung stand. Die vielen fachlichen Anregungen, aber auch die Kritik, haben bei der Entstehung der Arbeit immer wieder wichtige Impulse geliefert. Die Erfahrungen, die ich während der Zeit als Geotechnischer Fachbauleiter auf verschiedenen Tunnelbauprojekten sammeln durfte, stellen ohne Frage die Grundlage für mein Verständnis von Funktionsweisen und Zusammenhängen, im Besonderen aber auch für die wissenschaftliche Bearbeitung von Forschungsfragen im Bereich des Tunnelbaus für mich dar. Meinen ehemaligen Vorgesetzten und Kollegen, sowohl bei der Firma Max Bögl Tunnelbau als auch in den Arbeitsgemeinschaften vor Ort, möchte ich für die stetige und anhaltende Unterstützung danken. Ganz explizit möchte ich mich an dieser Stelle für die enge Zusammenarbeit mit meinem damaligen sowie heutigen Kollegen und guten Freund Herrn Fritz Hollmann bedanken, die ganz sicher unverzichtbar für den Erfolg dieser Arbeit war. Für diese außerordentlich wichtige und konstruktive Unterstützung gilt ihm mein besonderer Dank. Auch bei Herrn Dr. Ralf Plinninger, PG - Dr. Plinninger Geotechnik Bernried, bedanke ich mich für seine unermüdliche Bereitschaft fachlicher sowie persönlicher Unterstützung während der vergangenen Jahre und nicht zuletzt auch für seine Hinweise und Anmerkungen bei der Korrektur dieser Arbeit. Von der äußerst angenehmen Zusammenarbeit, immer auf höchstem Niveau, haben diese Arbeit und auch ich selbst, in hohem Maße profitiert. Mein Dank gilt des Weiteren den Mitarbeitern der Firma Bilfinger Berger, speziell den Verantwortlichen bei dem Projekt Wehrhahn-Linie, für die Übergabe der benötigten Daten und der großen Hilfsbereitschaft bei den Arbeiten vor Ort. Auch der Stadt Düsseldorf als Bauherr der Wehrhahn-Linie möchte ich für die Zusammenarbeit und Kooperation herzlich danken. Gleiches gilt für die Firma und die Mitarbeiter der Herrenknecht AG.

7 Danksagung 7 Auch für die institutsübergreifende, große Hilfsbereitschaft innerhalb der Ruhr-Universität Bochum, möchte ich mich an dieser Stelle herzlich bedanken. Die unkomplizierte und professionelle Zusammenarbeit mit Arbeitsgruppen, Werkstätten und Laboren ist ein wichtiger Bestandteil dieser Arbeit. Nicht zuletzt möchte ich mich bei meinen Eltern, meiner Schwester und meinen engen Freunden für die Unterstützung und den festen Glauben an mich und meine Ziele bedanken. Ohne den ständigen Zuspruch und den Rückhalt, den ich in meinem privaten Umfeld erfahren darf, wäre an eine Arbeit wie diese nicht zu denken gewesen. Meinen Eltern möchte ich zusätzlich für das Aufstöbern der kleinen und großen Rechtschreibfehler, der doppelten Leerzeichen und der fehlenden Kommata in der finalen Korrektur danken, sowie meinen Jungs von der GK für ihre ständige Bereitschaft, mich, falls nötig, auch mal von der Arbeit abzulenken.

8 Inhaltsverzeichnis 8 Inhaltsverzeichnis Kurzfassung... 3 Abstract... 4 Danksagung... 6 Inhaltsverzeichnis... 8 Abbildungsverzeichnis Tabellenverzeichnis Abkürzungsverzeichnis Übersicht Motivation und Ziel der Arbeit Vorgehensweise und Gliederung Tunnelbau im Hydroschildverfahren Generelle Einsatzbedingungen für Tunnelvortriebsmaschinen Maschinenkonzept Hydroschild Einsatzbereiche für Hydroschildmaschinen Verfahrensbereich Ortsbruststützung Filterkuchen und Suspensionseigenschaften Stützdruckberechnung Verfahrensbereich Bodenabbau Rollenmeißel Schälmesser Stichel und Ripper Räumer Verfahrensbereich Förderkreislauf und Separation Verfahrensbereich Ausbau Zusammenfassung des Kapitels Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie Projektbeschreibung Technische Daten der Tunnelvortriebsmaschine S Geologische Verhältnisse Regionalgeologischer Rahmen Stratigraphische Einstufung und Gliederung Die Niederterrassen des Rheins Petrographischer Inhalt der Niederterrassen... 57

9 Inhaltsverzeichnis Vorhandenes Baugrundmodell Baugrundgutachten Wehrhahn-Linie Zusätzliche Informationen Beurteilung der Informationen und Bewertung / Überprüfung Baugrundmodell Eigene Arbeiten Profilaufnahmen Probenahmen und Laboruntersuchungen Rammsondierungen Kieswerke im Umland Verbesserung des Baugrundmodells Korngrößenverteilung auf der Gesamtstrecke Petrographischer Inhalt Scherparameter / Auswertung Scherversuche Lagerungsdichte / Auswertung Rammsondierungen (Vergleich mit Standard Penetration Tests- SPT) Durchlässigkeitsbeiwerte Korngrößenverteilung und Lagerungsverhältnisse innerhalb der Bahnhöfe Zusammenfassung des Kapitels Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung Datenerfassung und Messtechnik Berechnete Parameter Penetration Vortriebskraft gesamt Anpresskraft Schneidradverschiebung Drehmoment Schneidrad und Auslastung der Maschine Energieverbrauch Betriebsdatenanalyse - Stand der Technik Beispiele für Betriebsdatenanalysen Definition relevanter Betriebsdaten Zusammenfassung des Kapitels Maschinensteuerung Aktiv- und Passivparameter Grundsätzliche Zusammenhänge und Auswirkungen der aktiven Steuerung beim Abbauprozess Einfluss der aktiven Steuerung auf Leistungsaufnahme, Strom- und Energieverbrauch Zusammenfassung des Kapitels Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie Umfang der übergebenen Betriebsdaten vom Projekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie... 96

10 Inhaltsverzeichnis Identifizierung von Messfehlern Zerlegung der Rohdaten in Abbau-spezifische und Abbau-unabhängige Teilkomponenten Technisch bedingte Einflüsse auf die Betriebsdaten Technische Einflüsse auf den Parameter Anpresskraft Schneidradverschiebung Technische Einflüsse auf den Parameter Vortriebskraft gesamt Technische Einflüsse auf den Parameter Drehmoment Schneidrad Menschlich bedingte Einflüsse auf die Betriebsdaten Menschliche Einflüsse auf den Parameter Penetration Zusammenhang von Penetration, Anpresskraft und Drehmoment Zusammenfassung des Kapitels Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs Schneidraddesign Schneidradzustand Baugrundeigenschaften Direkte Einflüsse aus den Baugrundeigenschaften Indirekte Einflüsse aus den Baugrundeigenschaften Besonderheiten Vergleich unterschiedlicher Projekte Prognose von Kräften und Drehmomenten anhand von Baugrundkennwerten Ausblick: Bewertungsdiagramm Zuordnung der Achsen zu Baugrundkennwerten Berechnungsbeispiele Zusammenfassung des Kapitels Verschleißpotential von Lockergesteinen Definition von Verschleiß und tribologischen Systemen Gliederung und Aufbau tribologischer Systeme Beanspruchungskollektiv Struktur Verschleißgebiet Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung und Wirksamkeit des Verschleißmechanismus Tribologische Systeme im maschinellen Tunnelbau Beanspruchungskollektiv im System Bodenabbau (Abbauverschleiß) Struktur im System Bodenabbau (Abbauverschleiß) Verschleißgebiet (Verschleißart und Verschleißmechanismus) im System Bodenabbau Beanspruchungskollektiv im System Förderung und Separation (Transportverschleiß) Struktur im System Förderung und Separation (Transportverschleiß)

11 Inhaltsverzeichnis Verschleißgebiet (Verschleißart und Verschleißmechanismus) im System Förderung und Separation Abrasivitätserfassung für Lockergesteine im Überblick Indexversuche zur Abrasivitätsbewertung von Lockergesteinen Herkömmliche Bodenkennwerte zur Abrasivitätsbewertung von Lockergesteinen Eigene Erfahrungen mit dem LCPC-Verfahren Verwendete Materialien Untersuchungen zum Einfluss des Flügeltyps Untersuchungen zum Einfluss des Anteils an harten Mineralen Untersuchungen zum Einfluss der Kantigkeit Untersuchungen zum Einfluss der Korngröße Bewertung der Ergebnisse Untersuchung von Probenmaterial der Wehrhahn-Linie Beispiele für tatsächliche Verschleißerscheinungen an zwei Projektbeispielen Projektbeispiel 1 Düsseldorf Wehrhahn-Linie Projektbeispiel Erkenntnisse aus den Projektbeispielen Ausblick: Integriertes Bewertungsmodell und Verschleißpotential-Index VPI Zusammenfassung des Kapitels Zusammenfassung der Arbeit und Ausblick Zusammenfassung der Arbeit Ausblick und Empfehlungen Anhang A: Besonderheiten beim Vortrieb Düsseldorf Wehrhahn-Linie A.1 Ausbildung Ringspaltverfüllung A.2 Mörtelverpressung Anhang B: Digitale Beilagen der Arbeit Anhang C: Bewertungsdiagramme C.1 TIFI-Bewertungsdiagramm C.2 VPI-A Bewertungsdiagramm C.3 VPI-T Bewertungsdiagramm Glossar Literaturverzeichnis Eidesstattliche Versicherung Auszug aus dem Strafgesetzbuch (StGB) Lebenslauf

12 Abbildungsverzeichnis 12 Abbildungsverzeichnis Abbildung 1.1: Darstellung eines Vortriebszyklus aus Vortriebs-, Ringbau- und eventueller Stillstandszeit für Wartungs-, Reinigungs- und Reparaturarbeiten Abbildung 1.2: Voraussetzungen für eine erfolgreiche Prognose und Kostenschätzung Abbildung 1.3: Vorgehensweise zur Definition relevanter Parameter Abbildung 1.4: Vorgehensweise zur Bewertung der Einflüsse Abbildung 2.1: Gliederung von Tunnelvortriebsmaschinen nach [DAUB, 2010] Abbildung 2.2: Schematische Darstellung des Bohrkopfes einer Hydroschild-Maschine Abbildung 2.3: links: Blick auf die Tauchwand einer noch nicht vollständig montierten Hydroschildmaschine; rechts: dieselbe Maschine mit montiertem Schneidrad Abbildung 2.4: ausgefahrene Vortriebspressen einer Hydroschildmaschine, Blick in Vortriebsrichtung Abbildung 2.5: Einsatzbereich für Hydroschilde nach [Krause, 1987] Abbildung 2.6: Korngrößenklassen und Durchlässigkeiten mit eingezeichnetem Einsatzbereich nach [Krause, 1987], (verändert / ergänzt nach [Krapp in: Prinz & Strauß, 2011]) Abbildung 2.7: Membran- und Penetrationsmodell, nach [Maidl et al., 2011a] Abbildung 2.8: Sicherheitsfaktor im Penetrationsmodell als Funktion des d 10 Wertes eines Bodens (Darstellung der Sicherheitsfaktoren im Membranmodell als gestrichelte Linien) bei einer Fließgrenze von 15 N/m² (4% Bent.) und 80 N/m² (7% Bent.) und Druckdifferenzen von 0,2 bar und 0,4 bar; nach [Anagnostou & Kovári, 1992] Abbildung 2.9: Vorgaben an die Suspensionseigenschaften bei einem Hydroschildvortrieb Abbildung 2.10: resultierender Stützdruck aus Erd- und Grundwasserdruck für einen Tunnel mit einem Durchmesser von 10 m in unterschiedlichen Tiefenlagen (Grundwasserstand immer 5 m unter Gelände) Abbildung 2.11: resultierender Stützdruck bei 10 m Überdeckung und Variation der Bodenkennwerte nach Tabelle 2.6, links: Erddruckanteil, rechts: Stützdruck gesamt Abbildung 2.12: links: neue Diske im Schneidrad, rechts: verschlissene Diske Abbildung 2.13: links: verschlissene Schälmesser (aus: [Köhler et al., 2011]), rechts: montierte Schälmesser im Schneidrad Abbildung 2.14: links: neuer Räumer; rechts: verschlissene, demontierte Räumer Abbildung 2.15: Sohlbereich Abbaukammer, Blick entgegen der Vortriebsrichtung: rot Steinbrecher, weiß: noch nicht vollständig installierter Rechen in der Tauchwandöffnung vor dem Ansaugstutzen (Beginn der Förderleitung) Abbildung 2.16: oben links: Grobsieb; oben rechts und unten links: oberes Grobsieb mit Maschenweite ca. 60 mm; unteres Grobsieb mit Maschenweite ca. 10 mm Abbildung 2.17: Zyklonstufen auf der Separationsanlage; links: Zulauf (weißer Pfeil) und Überlauf (roter Pfeil) der Grobzyklon; rechts: Anordnung der Feinzyklone Abbildung 2.18: links: Unterlauf Feinzyklone; rechts: Sandfraktion (Unterlauf Zyklonstufen) auf dem Feinsieb... 46

13 Abbildungsverzeichnis 13 Abbildung 2.19: Altbentonitbecken (links) und in einer Zentrifuge abgefiltertes Feinstkorn (rechts) Abbildung 2.20: Ausbildung Ringspalt - aus [Thewes & Budach, 2009] Abbildung 2.21: links: Anordnung der Leitungen im Schildschwanz, verändert/ergänzt nach [Thienert, 2011], rechts: typische Anordnung der Lisenen im TVM Querschnitt, nach [Thienert, 2011] Abbildung 3.1: In Düsseldorf eingesetzte Hydroschildmaschine mit einem Schneidraddurchmesser von 9,49 m, Foto: [2] Abbildung 3.2: Lageplan der U-Bahn Strecke Wehrhahn-Linie [3] Abbildung 3.3: Übersicht über das Projektgebiet Wehrhahn-Linie (Kernstrecke = rote Linie); Grenze (gelbe Linie) zwischen der jüngeren Niederterrasse (NT3) und der älteren Niederterrasse (NT2) an der Erdoberfläche; nachgezeichnet nach den Angaben von [Zouh, 2000], Foto: Google Earth Abbildung 3.4: Ausschnitt aus dem geologischen Längsschnitt, Anlage A des Baugrundgutachtens [IBW, 2006a] Abbildung 3.5: Exemplarische Darstellung aller Sieblinien der entnommenen Proben aus der Baugrube Graf-Adolf-Platz, Vortrieb Südast Abbildung 3.6: LCPC-Testgerät Abbildung 3.7: links: Rammsondierung im direkten Umfeld der Tunnelröhre; rechts: exemplarische Darstellung der Ergebnisse Abbildung 3.8: besuchte Kiesgruben im Düsseldorfer Umland (rote Linie markiert die Kernstrecke der Wehrhahn-Linie, vgl. Abbildung 3.3), Foto: Google Earth Abbildung 3.9: oben links: Kieswerk Baumberg (Höhe der Wand etwa 8 m); oben rechts und unten: Kieswerk Readymix-Kies GmbH Abbildung 3.10: beispielhafte, schematische Darstellung der Ableitung einer Kornverteilung für die gesamte Ortsbrust aus einem Bohrprofil Abbildung 3.11: Vergleich der Korngrößenverteilung von Gutachten- und Analysewerten der Separationsproben Abbildung 3.12: Ungleichförmigkeitszahl U aus den Siebanalysen Abbildung 3.13: oben links: dünne Schlufflage, oben rechts: gut sortierte Sande; Mitte links: schlecht sortierte Kies-Sand-Gemische; Mitte rechts: gut sortierter Kies; unten links: Kies-Sand Gemisch, steinig; unten rechts: vereinzelte Blöcke Abbildung 3.14: charakteristischer Baugrundaufbau in Düsseldorf beim Vortrieb Wehrhahn-Linie; Abfolge verschiedener Bodenarten mit je wenigen 10er cm Mächtigkeit Abbildung 3.15: links oben: Sieblinien aller entnommenen Proben Bhf. Kirchplatz (einzelne Schichten), rechts oben: Bhf. Jacobistraße; links unten: Bhf. Jan-Wellem- Platz; rechts unten: Sieblinien aller Proben aus der Separationsanlage (Mischproben der gesamten Ortsbrust) Abbildung 3.16: Häufigkeitsverteilung der Ergebnisse der ermittelten Reibungswinkel der Kornfraktion < 2 mm Abbildung 3.17: gemittelte, berechnete Lagerungsdichte aus den Ergebnissen der Standard Penetration Tests aus dem Gutachten [IBW, 2006a], aufgetragen gegen die Tunnelstrecke Abbildung 3.18: Häufigkeitsverteilung der Schlagzahlen pro 10 cm Eindringtiefe (DPL-5) für alle vier Bahnhofsbereiche... 74

14 Abbildungsverzeichnis 14 Abbildung 3.19: Häufigkeitsverteilung der berechneten Durchlässigkeitsbeiwerte für die vier Bahnhofsbereiche Abbildung 3.20: schematische Darstellung der Interpolation der Schichtgrenzen aus dokumentierten geologischen Profilen über die Ortsbrust, Graf-Adolf-Platz, Blick in Vortriebsrichtung, 62,5 m bis zur Nordwand Abbildung 3.21: gemittelte, berechnete Kennwerte für die gesamte Ortsbrust, Bahnhof Graf-Adolf-Platz Abbildung 3.22: Vergleich von Einsatzbereich Hydroschilde nach [Krause, 1987] (eingezeichnet in rot) und der tatsächlichen Korngrößenverteilung im Baugrund in Düsseldorf, Bereich Bahnhof Graf-Adolf-Platz Abbildung 4.1: Anordnung der Pressengruppen und Position der Zylinder mit WMS (Wegstrecken-Messsystem), Blick in Vortriebsrichtung, nach [Herrenknecht AG, 2008] Abbildung 4.2: schematische Darstellung des Zusammenhangs von maximal möglichem Drehmoment M N und Nenndrehzahl n N Abbildung 5.1: links: Teil eines Steuerpultes einer Hydroschildmaschine; rechts: Visualisierung einiger Betriebsdaten am Bildschirm im Steuerstand Abbildung 5.2: Zusammenhang Aktiv- und Passivparameter Abbildung 5.3: Zusammenhang von aktiver Steuerung und passiven Parametern Abbildung 6.1: aufgezeichnete Maximalwerte pro Ring der Mörtelverpressmengen (Rohdaten der Wehrhahn-Linie, Vortrieb Südast) Abbildung 6.2: Schematische Darstellung der wirkenden Kräfte im Bereich der Schneidradverschiebung einer Hydroschildmaschine (Darstellung der Kräfte nicht maßstäblich, Angriffspunkte schematisch) Abbildung 6.3: Teilbereich Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast, Mittelwerte pro Ring, um die Stützdruckkraft reduzierte Rohdaten zeigen negative Werte (roter Kreis) Abbildung 6.4: Schneidradverschiebung bei unterschiedlichen Kräften Abbildung 6.5: Teilbereich Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast, Mittelwerte pro Ring, Unterschied von Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung zur Abbau-spezifischen Teilkomponente Kontaktkraft Schneidrad Abbildung 6.6: Anteil der Abbau-spezifischen Komponente Kontaktkraft Schneidrad an den Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung (Mittelwerte Wehrhahn-Linie, Südast) Abbildung 6.7: Schematische Darstellung der wirkenden Kräfte im Bereich des Schildes einer Hydroschildmaschine (Darstellung der Kräfte nicht maßstäblich, Angriffspunkte grob qualitativ) Abbildung 6.8: berechnete Stützkraft bei unterschiedlichen Stützdrücken in Abhängigkeit vom Durchmesser der wirksamen Fläche (z.b. Durchmesser Tauchwand) Abbildung 6.9: Gegenüberstellung von Rohdaten (Vortriebskraft und Stützdruck) und Abbau-spezifischer Komponente (Mantelreibung am Schild) Abbildung 6.10: links: Stützkraftanteil an Vortriebskraft gesamt; die Differenz zu 100 % setzt sich zusammen aus Kontaktkraft Schneidrad, Schleppkraft Nachläufer und den Reibungskräften aus Pressen und der Schildmantelreibung; rechts: mittlere Anteile für den gesamten Vortrieb Abbildung 6.11: Häufigkeitsverteilung der Werte für die Mantelreibung am Schild, Auswertung der Mittelwerte pro Ring, Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast; roter Pfeil = berechnete Mantelreibung nach Gl. (6.4) Abbildung 6.12: Bestimmung des Leerdrehmoments anhand von Momentanwerten

15 Abbildungsverzeichnis 15 Abbildung 6.13: Verhältnis von spezifischem Drehmoment und spezifischer Penetration als Funktion der Effektivität des Abbaus (Daten: Mittelwerte pro Ring, Wehrhahn-Linie gesamt) Abbildung 6.14: Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast, aus Mittelwerten pro Ring aufbereitete Abbau-spezifische Komponenten, oben: Einfluss der Betonschlitzwände auf das spezifische Drehmoment; unten: Einfluss einer sehr lockeren Lagerung auf die spezifische Penetration Abbildung 6.15: Einfluss bestimmter Baugrundbedingungen / Besonderheiten auf das Verhältnis von spezifischem Drehmoment und spezifischer Penetration (Daten: Mittelwerte pro Ring, Projekt Wehrhahn-Linie Düsseldorf) Abbildung 7.1: Einfluss von Verschleißerscheinungen an Abbauwerkzeugen auf das spezifische Drehmoment (oben) und die spezifische Penetration (unten), (verändert/ergänzt nach [Hollmann et al., 2013]) Abbildung 7.2: Einfluss von Verklebungen an Schneidrad und Abbauwerkzeugen auf das spezifische Drehmoment (oben) und die spezifische Penetration (unten), (verändert/ergänzt nach [Hollmann et al., 2013]) Abbildung 7.3: Zusammenhang von Konsistenz und Lagerungsdichte zum Abbauwiderstand und Auswirkung auf die Abbau-spezifischen Komponenten (verändert/ergänzt nach [Hollmann et al., 2013]) Abbildung 7.4: Abbau-spezifische Komponenten in Vortriebsabschnitten mit gleicher Bodenart (immer GW) aber unterschiedlichen Lagerungsdichten, oben spezifisches Drehmoment, unten spezifische Penetration (verändert/ergänzt nach: [Hollmann et al., 2013]) Abbildung 7.5: Einfluss von Festigkeitseigenschaften auf das spezifische Drehmoment und die spezifische Penetration beim Übergang von Boden zu Festgestein (verändert/ergänzt nach: [Hollmann et al., 2013]) Abbildung 7.6: Torque-Index (TI) und Force-Index (FI) der verschiedenen Vortriebe Abbildung 7.7: Gegenüberstellung der Daten von Projekt A und Projekt D und E Abbildung 7.8: Gegenüberstellung der Daten von Projekt A und Projekt B-Sand Abbildung 7.9: Gegenüberstellung der Daten von Projekt A und Projekt C Abbildung 7.10: Zusammenhang mit und ohne Verklebungen, Werte aus Projekt D Abbildung 7.11: konzeptuelles Bewertungsdiagramm Abbildung 7.12: charakteristische Werte für das Projekt A (Referenzprojekt Wehrhahn- Linie) Abbildung 7.13: charakteristische Werte für das Projekt B-Ton, Verschiebung der Werte aufgrund von Verklebungen sehr wahrscheinlich Abbildung 7.14: charakteristische Werte für das Projekt B-Sand Abbildung 7.15: TIFI-Bewertungsdiagramm Abbildung 7.16: TIFI-Bewertungsdiagramm mit eingezeichnetem Projekt A (rot) und Projekt B-Ton (blau); Pfeil: Verschiebung der Werte durch mögliche Verklebungen Abbildung 7.17: Bewertung von möglichen Drehzahlen bei gegebenen Werten für Drehmoment und Auslastung der Maschine Abbildung 7.18: Übersicht der verschiedenen Einflüsse auf die Effektivität des Abbaus Abbildung 8.1: Schematische Übersicht über die Systemkomponenten Beanspruchungskollektiv und Struktur eines tribologischen Systems, verändert/ergänzt nach [GfT, 2002] Abbildung 8.2: schematische Darstellung der Komponenten in einem Verschleißsystem

16 Abbildungsverzeichnis 16 Abbildung 8.3: schematische Darstellung der Zusammenhänge bei Änderung der Schneidraddrehzahl und Auswirkung auf die technisch-physikalischen Beanspruchungsparameter Beanspruchungsdauer und Geschwindigkeit Abbildung 8.4: schematische Darstellung der Zusammenhänge bei baugrundabhängiger Änderung der spezifischen Penetration Abbildung 8.5: Schematische Darstellung und Auswertung des LCPC-Tests Abbildung 8.6: verwendete Materialien in der Korngröße 4 bis 6,3 mm Abbildung 8.7: Beispiel für verschiedene Metallflügel: links verzundert; Mitte gesandstrahlt; rechts Flügel mit scharfer Kante Abbildung 8.8: Einfluss der unterschiedlichen Stahlflügel auf den A BR -Wert als Ergebnis eines LCPC-Tests, jeweils 3-fach Bestimmung Abbildung 8.9: Gefügeaufnahmen Flügeltyp St52, scharfe Kante Abbildung 8.10: Gefügeaufnahmen Flügeltyp St52, weiche Kante Abbildung 8.11: Gefügeaufnahmen Flügeltyp St37, links weiche Kante, rechts scharfe Kante Abbildung 8.12: Ergebnisse der Mischreihen aus Siligran und Marmorkies Abbildung 8.13: Ergebnisse der Mischreihen aus Feldspat und Marmorkies Abbildung 8.14: Ergebnisse der Mischreihen aus Andesit und Marmorkies Abbildung 8.15: Kornformen und Kornrundung nach [Pettijohn] in [Tucker, 2009] Abbildung 8.16: Ergebnisse der Untersuchungen zur Kantigkeit der Körner im LCPC-Test Abbildung 8.17: Einfluss der Korngröße auf das Ergebnis eines LCPC-Tests, getestet wurde jeweils nur gebrochenes Material Abbildung 8.18: Einfluss der Kantigkeit des Materials beim Projekt Wehrhahn-Linie Abbildung 8.19: Spezifische Kontaktkraft Schneidrad (SCF) für Projektbeispiel 1 (links) und Projektbeispiel 2 (rechts) (ergänzt / verändert aus [Hollmann et al., 2013]); rote Punkte markieren Werkzeugwechsel; die auffälligen Peaks in der linken Grafik stellen Durchfahrten von Betonschlitzwänden dar Abbildung 8.20: Konzeptuelle Darstellung eines verbesserten Bewertungsdiagramms für das Verschleißpotential eines Bodens für Abbauverschleiß VPI-A; Legende: 1 - Projektbeispiel 1, 2 - Projektbeispiel Abbildung 8.21: Konzeptuelle Darstellung eines verbesserten Bewertungsdiagramms für das Verschleißpotential eines Bodens für Transportverschleiß VPI-T; Legende: 1 - Projektbeispiel 1, 2 - Projektbeispiel Abbildung 9.1: Fließdiagramm der Zusammenhänge und Einflüsse auf Betriebsdaten Abbildung 9.2: Fließdiagramm für die Vorgehensweise bei der nachträglichen bzw. vortriebsbegleitenden Analyse und Interpretation von automatisch generierten Betriebsdaten bei TVM-Vortrieben Abbildung 9.3: Fließdiagramm für die Vorgehensweise bei der Prognose und Kalkulation zukünftiger TVM-Projekte in Bezug auf die netto-abbauleistung

17 Tabellenverzeichnis 17 Tabellenverzeichnis Tabelle 2.1: Einsatzgrenzen für Hydroschildmaschinen nach verschiedenen Autoren Tabelle 2.2: Erfahrungswerte für den Reibungswinkel φ von Sand, Kies und Sand-Kies Gemischen nach DIN : , Tabelle Tabelle 2.3: Angaben zur Wichte nichtbindiger Böden nach DIN : , Tabelle Tabelle 2.4: Angaben zu Kohäsion c und Reibungswinkel φ bei natürlichen, gemischtkörnigen Böden in mitteldichter bis dichter Lagerung nach [Prinz & Strauß, 2011] Tabelle 2.5: Vorgaben für die Mindestfließgrenze einer Stützflüssigkeit in Abhängigkeit der Bodenart, nach DIN 4126: , Beiblatt 1, Tabelle Tabelle 2.6: Eingangsparameter für die Stützdruckberechnung im typischen Einsatzgebiet von Hydroschilden; Darstellung von Minimum-, Maximum- und Mittelwerten auf der x-achse in Abbildung Tabelle 2.7: Zusammenstellung relevanter (markiert mit X ) Baugrundkennwerte und Zuordnung zu den 4 Verfahrensbereichen für Hydroschildvortriebe im Lockergestein (in Anlehnung an [DAUB, 2010] Tabelle 3.1: Zusammenstellung der gemittelten bodenmechanischen Kennwerte (Rechenwerte), relevante Bodenarten für den Großteil der Vortriebe sind hervorgehoben; verändert/ergänzt aus [IBW, 2006a] Tabelle 3.2: Vergleich von Schlagzahlen aus SPT N 30 über und im Grundwasser bei weitgestuften Kies-Sand-Gemischen (GW) mit U 6 [aus: DIN : , Bild B.1, Seite 15] Tabelle 3.3: Vergleich von Schlagzahlen aus SPT N 30 und der Lagerungsdichte über dem Grundwasser bei grobkörnigen Böden (SW, GW) mit U 6 [aus: DIN : , Bild B.5, Seite 19], (Anm.: SW, GW - nicht SW, Grundwasser ) Tabelle 3.4: Zusammenstellung der Bedingungen für die Anwendung der indirekten Methoden zur Bestimmung der Durchlässigkeit nach Hazen, Beyer und Seiler (zusammengefasst in [Lang, 2008]) Tabelle 3.5: Minimal- und Maximalwerte für die betrachteten Parameter, Bhf. Graf-Adolf- Platz Tabelle 4.1: Übersicht über gemessene und berechnete Hauptvortriebsparameter bei einem Hydroschildvortrieb Tabelle 4.2: Übersicht über relevante Parameter zur Erfassung der Interaktion Baugrund- Maschine (aus [Maidl & Nellesen, 2003]) Tabelle 5.1: Beispielrechnung zum theoretischen Energieverbrauch pro Kubikmeter Boden Tabelle 6.1: Übersicht der in den Betriebsdaten enthaltenen Abbau-spezifischen und Abbau-unabhängigen Teilkomponenten Tabelle 6.2: Empfehlungen hinsichtlich Datenanalysen von Maschinendaten Tabelle 6.3: Empfehlungen hinsichtlich der Verwendbarkeit von Maschinendaten bei Schildvortrieben mit Ortsbruststützung Tabelle 7.1: Übersicht über die Projektdaten von 4 Hydroschildvortrieben (SM V-4) Tabelle 7.2: Übersicht über die Baugrundverhältnisse von 3 Beispielprojekten Tabelle 7.3: Baugrundkennwerte zweier fiktiver Projekte Tabelle 7.4: erhaltene Werte für den Torque-Index (TI) und den Force-Index (FI) Tabelle 7.5: fiktive Werte für geplante Maschinengröße und angestrebte Penetration Tabelle 7.6: Berechnete Werte für Kontaktkraft Schneidrad und Drehmoment

18 Tabellenverzeichnis 18 Tabelle 8.1: technisch-physikalische Beanspruchungsparameter im System Bodenabbau Tabelle 8.2: Kinematik im System Bodenabbau Tabelle 8.3: beteiligte Elemente im System Bodenabbau Tabelle 8.4: technisch-physikalische Beanspruchungsparameter im System Förderung und Separation Tabelle 8.5: beteiligte Elemente im System Förderung und Separation Tabelle 8.6: Zusammenstellung üblicher Verfahren zur Abrasivitätserfassung für Lockergesteine Tabelle 8.7: Eigenschaften der verwendeten Materialien Tabelle 8.8: theoretische Eigenschaften der verwendeten Stahlsorten Tabelle 8.9: Ergebnisse der Härteprüfung nach Vickers (HV30) Tabelle 8.10: Übersicht über die Projektbedingungen Tabelle 8.11: Projekt 1: Kennwerte aus Laboruntersuchungen während der Bauphase (IST- Geologie) Tabelle 8.12: Projekt 2: Kennwerte aus dem Baugrundgutachten (SOLL-Geologie) und zusätzlichen Laboruntersuchungen während der Bauphase (IST-Geologie) für die Gesteine innerhalb des betrachteten Streckenabschnitts

19 Abkürzungsverzeichnis 19 Abkürzungsverzeichnis Kapitel 2 k f d 10 d 50 Durchlässigkeitsbeiwert [m/s] Korndurchmesser bei 10 % Massendurchgang [mm] Korndurchmesser bei 50 % Massendurchgang [mm] D Lagerungsdichte [-] φ Reibungswinkel [ ] c Kohäsion [kn/m²] ɣ ɣ r Wichte erdfeucht [kn/m³] Wichte wassergesättigt [kn/m³] ɣ Wichte unter Auftrieb [kn/m³] U C s Δp τ F S erf ƞ E E ƞ W W V RSM A RS L T Ungleichförmigkeitszahl Krümmungszahl endgültige Eindringtiefe einer Suspension in den Baugrund [m] Druckdifferenz zwischen stützender Flüssigkeit und Grundwasser [bar] Fließgrenze der Stützflüssigkeit (Tonsuspension) in [N/m²] erforderliche Stützkraft [kn/m²] Sicherheitsbeiwert Erddruck Stützdruckresultierende aus Erddruck [kn/m²] Sicherheitsbeiwert Grundwasserdruck Stützdruckresultierende aus Grundwasserdruck [kn/m²] Ringspaltvolumen für einen Vortriebszyklus [m³] Querschnittsfläche des Ringspaltes [m²] Tübbinglänge [m] Kapitel 3 NT1, NT2 NT3 ältere Niederterrassen des Rheins jüngere Niederterrasse des Rheins äqu Äquivalenter Quarzgehalt [%]

20 Abkürzungsverzeichnis 20 SPT N 30 DPL-5 N 10 U d 10 d 25 k f Standard Penetration Test Schlagzahl aus SPT für 30 cm Eindringtiefe leichte Rammsonde Schlagzahl aus Rammsondierung mit DPL-5 für 10 cm Eindringtiefe Ungleichförmigkeitszahl Korndurchmesser bei 10 % Massendurchgang [mm] Korndurchmesser bei 25 % Massendurchgang [mm] Durchlässigkeitsbeiwert [m/s] Kapitel 4 Pen V n F P A M N M raw Penetration [mm/u] Vortriebsgeschwindigkeit [mm/min] Drehzahl Schneidrad [U/min] Kraft [kn] Druck [bar] Querschnittsfläche [m²] Nenndrehmoment [MNm] aktuelles, tatsächliches Drehmoment Schneidrad [MNm] CAP max Auslastung der Maschine [%] n N Nenndrehzahl [min -1 ] M A M E Anzugsdrehmoment [MNm] Drehmoment Schneidrad [knm] Energieverbrauch Bohrkopf [kj/m³] Kapitel 5 P M n E V Leistung [kw] Drehmoment [knm] Drehzahl [sek-1] Energieverbrauch [kj/m³] Vortriebsgeschwindigkeit [m/sek]

21 Abkürzungsverzeichnis 21 A Querschnittsfläche [m²] Kapitel 6 F S,CWD P Ax A CWD F Con F Th,CWD F S,CWD F C,CWD F B F Sh F Th total F S F C,TJ F Con F P W R w R D l M eff M raw M idle Pen spec Pen raw M spec resultierende Stützkraft auf Schneidradantrieb [kn] Stützdruck auf Höhe der Schneidradachse [bar] Fläche Schneidradantrieb [m²] Kontaktkraft Schneidrad an Ortsbrust [kn] Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung [kn] resultierende Stützdruckkraft auf die Fläche vom Schneidradantrieb [kn] innere Reibungskräfte der Schneidradverschiebezylinder[kN] Reibungskraft in der Führung des Lagers der Schneidradverschiebung [kn] Mantelreibung am Schild [kn] Rohdaten Vortriebskraft [kn] resultierende Stützkraft auf TVM Querschnitt [kn] Reibung Vortriebspressen aus Pressenleerhub [kn] Kontaktkraft Schneidrad an Ortsbrust [kn] Schleppkraft Nachläufer [kn] Schildmantelreibungskraft [kn] flächenbezogene Mantelreibung nach [Girmscheid, 2008] [kn/m²] Aussendurchmesser des Schildes [m] Länge des Schildes [m] effektives Drehmoment (effective torque on cutting wheel) [MNm] Rohdaten Drehmoment (torque on cutting wheel raw data) [MNm] Leerdrehmoment (idle torque on cutting wheel) [MNm] spezifische Penetration [mm/(u*kn)] Rohdaten Penetration [mm/u] spezifisches Drehmoment [MNm/(mm/U)] Kapitel 7 TI Torque-Index (flächenbezogenes, spezifisches Drehmoment)

22 Abkürzungsverzeichnis 22 M spec A CW FI Pen raw F Con A CW D A d q u spezifisches Drehmoment [MNm/(mm/U)] Fläche Schneidrad [m²] Force-Index (flächenbezogene, spezifische Penetration) Rohdaten Penetration [mm/u] Kontaktkraft Schneidrad [kn] Fläche Schneidrad [m²] Durchmesser Schneidrad [m] Ortsbrustfläche [m²] Durchmesser Schneidradantrieb [m] einaxiale Druckfestigkeit [kn/m²] ϕ Reibungswinkel [ ] c τ σ N Kohäsion [kn/m²] Scherfestigkeit [kn/m²] räumlich aktiver Erddruck auf Höhe der Tunnelachse (nach Piaskowski und Kovalewski) [kn/m²] M raw F Th,CWD F S,CWD F C,CWD F B F Sh F Th total F S F C,TJ Rohdaten Drehmoment Schneidrad Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung [kn] resultierende Stützdruckkraft auf die Fläche vom Schneidradantrieb [kn] innere Reibungskräfte der Schneidradverschiebezylinder[kN] Reibungskraft in der Führung des Lagers der Schneidradverschiebung [kn] Mantelreibung am Schild [kn] Rohdaten Vortriebskraft [kn] resultierende Stützkraft auf TVM Querschnitt [kn] Reibung Vortriebspressen aus Pressenleerhub [kn] Kapitel 8 t V c Dauer eines Vortriebszyklus Geschwindigkeit Kohäsion [kn/m²] ϕ Reibungswinkel [ ]

23 Abkürzungsverzeichnis 23 A BR RAI SAI HV30 HRB SCF SAT VPI-A VPI-T Ergebnis LCPC-Test [g/t] Rock Abrasiviy Index Soil Abrasivity Index Härte nach Vickers B-Härte nach Rockwell spezifische Kontaktkraft Schneidrad [kn/m²] Ergebnis Soil Abrasivity Test Verschleißpotential-Index für Abbauverschleiß Verschleißpotential-Index für Transportverschleiß

24 1 Übersicht 24 1 Übersicht 1.1 Motivation und Ziel der Arbeit Die Ausführung eines Tunnelbauprojektes in maschineller Bauweise erfordert bereits lange vor dem eigentlichen Baubeginn hohe Investitionen, wie z.b. für den Erwerb und die Montage einer Tunnelvortriebsmaschine (TVM) oder für die Einrichtung entsprechender Baustellenareale. Um während der Kalkulationsphase im Vorfeld eines Projektes die Wirtschaftlichkeit eines maschinellen Vortriebs gegenüber einer anderen Bauweise (z.b. Neue Österreichische Tunnelbaumethode - NÖT) bewerten zu können, ist daher eine möglichst stichhaltige Prognose für die zu erwartende Bruttoleistung (bestehend aus Vortriebs-, Ringbau- und vor allem Wartungszeiten, vgl. Abbildung 1.1) und eine daraus folgende, realistische Kostenabschätzung für das Gesamtprojekt zwingend notwendig. Abbildung 1.1: Darstellung eines Vortriebszyklus aus Vortriebs-, Ringbau- und eventueller Stillstandszeit für Wartungs-, Reinigungs- und Reparaturarbeiten Die Grundvoraussetzung für sämtliche Prognosen und Kostenkalkulationen ist neben verlässlichen, aussagekräftigen und zutreffenden Eingangswerten (die in Form eines Baugrundgutachtens den Projektbeteiligten zugänglich gemacht werden) auch die Möglichkeit, die Auswirkungen dieser Eingangswerte auf den Vortriebsprozess korrekt bewerten zu können. Besonders relevant ist hierbei der jeweilige Einfluss auf die prognostizierte (netto-) Abbauleistung, die die Gesamtbauzeit (und damit die Kosten) eines Vortriebs ganz entscheidend mitbestimmt. Ein weiterer zeitrelevanter und damit wesentlicher Aspekt sind notwendige Vortriebsunterbrechungen zur Wartung der Maschine (Reinigung- und Reparaturarbeiten, z.b. aufgrund von Verschleißerscheinungen). Für alle Projektbeteiligten sollte demnach eine möglichst genaue Prognose der zu erwartenden Bauzeit und Kosten als Funktion einer zutreffenden Baugrundbeschreibung (umfangreiche und aussagekräftige Erkundung der relevanten Kennwerte) und zutreffender Prognosemodelle

25 1 Übersicht 25 (Berücksichtigung der Auswirkungen von bestimmten Baugrundeigenschaften auf den Vortriebsprozess) von größtem Interesse sein. Abbildung 1.2: Voraussetzungen für eine erfolgreiche Prognose und Kostenschätzung Die Motivation zu dieser Arbeit ist es daher, durch die Analyse von theoretischen und realen Baugrund- und Maschinendaten, Optimierungsmöglichkeiten für die Prognose von Vortriebsprozessen zu erarbeiten. Es soll untersucht werden, welche Baugrundkennwerte für einen Vortrieb im Hydroschildverfahren relevant sind (Empfehlungen zu Umfang und Art der Erkundung) und die direkten und indirekten Auswirkungen auf den Vortrieb gezeigt werden (Möglichkeiten zur Optimierung von Prognosemodellen). Des Weiteren soll überprüft werden, ob durch die vortriebsbegleitende Analyse von Maschinendaten im Hinblick auf Baugrundeigenschaften ein Vortrieb optimiert oder zumindest sinnvoll unterstützt werden kann. 1.2 Vorgehensweise und Gliederung Aufgrund des Umfanges der Thematik maschineller Vortriebe befasst sich diese Arbeit ausschließlich mit Hydroschildvortrieben im Lockergestein. Zu Beginn der Arbeit soll untersucht werden, welche Baugrundeigenschaften überhaupt einen relevanten Einfluss auf eine Vortriebsmaschine oder den Vortriebsprozess haben können. Dazu werden der typische Einsatzbereich von Hydroschildmaschinen sowie die wesentlichen Prozesse in den vier Verfahrensbereichen Bodenabbau, Ortsbruststützung, Materialförderung und Separation und Ausbau betrachtet und der Einfluss verschiedener Baugrundkennwerte auf diese Prozesse beurteilt. Durch Sensitivitätsanalysen in Bezug auf verschiedene Kennwerte können Aussagen getroffen werden, welche dieser Baugrundeigenschaften während der Erkundungsphase für TVM Projekte in Hinblick auf die Faktoren Sicherheit, Kosten, Zeit und Qualität besonders genau beschrieben werden sollten, bzw. welche aufgrund ihres geringen Einflusses vernachlässigbar sind. Um eine möglichst genaue Kenntnis der tatsächlichen Baugrundbedingungen (IST-Geologie) zu gewährleisten wurde im Rahmen dieser Arbeit über einen Zeitraum von 2 Jahren eine detail-

26 1 Übersicht 26 lierte geologische Dokumentation der Baugrundverhältnisse bei einem maschinellen Vortrieb in Düsseldorf durchgeführt. Dabei sollten vor allem lokale Besonderheiten und Variationen identifiziert werden, die bei der idealisierten Darstellung der Baugrundverhältnisse im Baugrundgutachten (SOLL-Geologie, Darstellung in Homogenbereichen) nicht zu identifizieren gewesen wären. Erst durch die genaue Kenntnis der tatsächlichen IST-Geologie können in späteren Analysen eindeutige Korrelationen von Baugrund und Maschinedaten gezeigt werden. Im Anschluss an die Bewertung und Dokumentation der Baugrundkennwerte sollen dann die Maschinendaten in Bezug auf ihre Entstehung und Speicherung genau betrachtet werden. Dabei sind vor allem diejenigen Parameter im Fokus, die Interaktionen von Maschine und Baugrund abbilden sollen. Hierbei wird primär auf vorhandene Literatur zurückgegriffen und der heutige Stand der Technik zu Betriebsdatenanalysen kurz umrissen. Kapitel 2 Kapitel 3 Kapitel 4 Abbildung 1.3: Vorgehensweise zur Definition relevanter Parameter Nach der Definition der relevanten Baugrund- und Maschinendaten werden unterschiedliche Einflüsse auf das Verhalten einer TVM diskutiert und deren tatsächlicher Anteil an den Rohdaten der zur Verfügung stehenden Maschinendaten aufgezeigt. Durch die Identifizierung dieser Einflüsse sollen die Rohdaten entsprechend aufbereitet und von störenden Einflüssen befreit werden. Dabei werden primär diejenigen Betriebsdaten behandelt, die in direktem Zusammenhang mit dem Abbau des Materials an der Ortsbrust stehen (Verfahrensbereich Bodenabbau). Neben tatsächlichen Störfällen wie Maschinenschäden oder Verbruchsituationen ist es primär ein gestörter Abbauprozess, der die größten zeitlichen und damit finanziellen Risiken für ein Tunnelbauprojekt in maschineller Bauweise beinhaltet. An den aufbereiteten Daten werden anschließend direkte und indirekte Auswirkungen von Baugrundeigenschaften demonstriert. Als direkte Auswirkungen werden dabei Änderungen der Maschinendaten verstanden, die als direkte Folge sich ändernder Baugrundkennwerte auftreten. Indirekte Auswirkungen sind Änderungen der Maschinendaten, die aufgrund von den Abbau behindernden Phänomenen eintreten, die sich aus bestimmten Baugrundeigenschaften ergeben. Zu derartigen Phänomenen zählen z.b. Verklebungen, aber auch der Verschleiß von Abbauwerkzeugens. Da es bis heute keine einheitliche Regelung zur Beschreibung der Abrasivität von Lockergesteinen gibt, soll zusätzlich die heutige Vorgehensweise zur Beurteilung eines Verschleißpotentials betrachtet und bewertet werden. Erkenntnisse aus eigenen Laborversuchen können dann zur Verbesserung zukünftiger Verschleißprognosen verwendet werden.

27 1 Übersicht 27 Kapitel 5 & 6 Kapitel 7 Kapitel 8 Abbildung 1.4: Vorgehensweise zur Bewertung der Einflüsse Sämtliche Erkenntnisse aus Untersuchungen zu Baugrundkennwerten, Maschinendaten und Verschleiß werden abschließend dazu genutzt, eine neue Methode für die Prognose von Kräften und Drehmomenten für maschinelle Vortriebe im Hydroschildverfahren auf Basis von Baugrundeigenschaften zu entwickeln. Aufgrund der gefundenen Zusammenhänge und Einflüsse können zusätzlich Hinweise und Verbesserungsvorschläge für die zukünftige Verwendung von Betriebsdaten zur Baugrundanalyse gegeben werden (Zusammenfassung der Arbeit und Ausblick in Kapitel 9).

28 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 28 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren Die Grundlage für jede Leistungs- und Kostenabschätzung bildet immer die projektspezifische Baugrundbeschreibung in Form eines geologischen Modells und eines Baugrundgutachtens, dessen Umfang und Inhalt durch die deutsche Norm DIN 4020, bzw. durch die deutsche Fassung der europäische Norm DIN EN in Verbindung mit dem Nationalen Anhang DIN EN /NA (Eurocode 7, Teil 2, vgl. [Ziegler, 2012]) klar definiert wird. Dadurch soll sichergestellt werden, dass Aufbau, Beschaffenheit und Eigenschaften des Baugrunds bereits für den Entwurf und die Ausschreibung eines Bauvorhabens bekannt sind. [DIN 4020, ]. Außerdem werden durch die geotechnischen Erkundungen und Untersuchungen die Voraussetzungen für Sicherheitsnachweise nach DIN EN , DIN EN /NA und DIN 1054 (Eurocode 7, Teil 1) geschaffen. Zusätzlich sollte die jeweilige Relevanz der angegebenen Baugrundkennwerte für ein bestimmtes Bauvorhaben in der Erkundung eine wesentliche Rolle spielen. Leider war und ist es aber keine Seltenheit, dass wesentliche Baugrundeigenschaften nur am Rande und mit viel zu geringem Umfang erkundet und beschrieben werden. In derartigen Fällen ist sowohl für den Bauherrn als auch für potentielle Bieter eine verlässliche Prognose der Brutto-Vortriebsleistung und somit eine realistische Kostenabschätzung kaum möglich. Im schlimmsten Fall führen solche Defizite in der Baugrundbeschreibung dann bei der Bauausführung zu gravierenden Störfällen (z.b. Verbruchsituationen, deutlich erhöhter Verschleiß oder Verklebungen), die den Vortrieb extrem behindern oder sogar zeitweise ganz zum Erliegen bringen können. In dem folgenden Kapitel soll nun der heutige Stand der Technik des maschinellen Tunnelvortriebs im Hydroschildverfahren beschrieben und erläutert werden. Dabei wird besonders darauf eingegangen, wie sich Änderungen verschiedener Bodenkennwerte auf die unterschiedlichen Verfahrensbereiche eines solch hochkomplexen und hochspezialisierten Systems auswirken. Ziel ist es, die Relevanz unterschiedlicher Baugrundkennwerte für dieses Verfahren aufzuzeigen. Andere Verfahren wie die EPB-Technik werden in dieser Arbeit nicht weiter behandelt. Für detaillierte Informationen zu diesen Vortriebstechniken wird an dieser Stelle auf [Herrenknecht et al., 2011] und [DAUB, 2010] verwiesen. 2.1 Generelle Einsatzbedingungen für Tunnelvortriebsmaschinen Bei der Entscheidung ob ein geplantes Tunnelprojekt in maschineller oder konventioneller Bauweise aufgefahren wird, stellen die Risikominimierung, die Umweltverträglichkeit und die Wirtschaftlichkeit einer Vortriebsmethode die wichtigsten Auswahlkriterien dar. Wirtschaftliche Vorteile gegenüber einem klassischen Spreng- und Baggervortrieb können maschinelle Schildbauverfahren insbesondere dann bieten, wenn bei langen Baulosen mit besonders ungünstigen Baugrundverhältnissen und strengen Anforderungen an die Oberflächensetzungen, eine hohe Auffahrleistung erreicht werden kann [Maidl et al., 2011a]. Weitere Vorteile derartiger Bauverfahren sind die große Sicherheit für die Belegschaft im Schutz des Schildes, die Profilgenauigkeit des Ausbruchs sowie die Möglichkeit einer wirtschaftlichen und qualitativ hochwertigen Auskleidung des Hohlraumes mit vorgefertigten Betonsegmenten (sog. Tübbinge).

29 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 29 Die lange Vorlaufzeit für die Planung, Produktion und Montage einer Schildmaschine sowie die aufwendige und kostenintensive Baustelleneinrichtung stellen die wesentlichen Nachteile des Schildbauverfahrens dar. Die vor Baubeginn notwendigen Investitionen können nur durch hohe Vortriebsleistungen und eine entsprechend kürzere Bauzeit mit einer dadurch insgesamt geringeren Summe an laufenden Kosten aufgefangen werden. In der Regel ist dies erst ab einer Auffahrlänge von rund 2000 m für Schilde in kleineren Durchmesserbereichen möglich [Maidl et al., 2011a]. Um eine möglichst optimale Auffahrleistung einer TVM zu erreichen, steht den Planern und Projektbeteiligten heute eine große Auswahl unterschiedlicher Maschinentypen und Vortriebskonzepte zur Verfügung. Eine systematische Gliederung und Zusammenstellung aller Typen findet sich in [DAUB, 2010] und ist in Abbildung 2.1 dargestellt. Die Basis für die Entscheidung für oder gegen ein bestimmtes Vortriebskonzept bilden dabei immer die prognostizierten Baugrundeigenschaften. Jedes Vortriebskonzept ist besser oder schlechter für bestimmte Baugrundbedingungen geeignet und bietet unterschiedliche Vor- und Nachteile in Bezug auf die Sicherheit und die erreichbare Leistung. Empfehlungen zur Auswahl von Tunnelvortriebsmaschinen werden in [DAUB, 2010] gegeben. Abbildung 2.1: Gliederung von Tunnelvortriebsmaschinen nach [DAUB, 2010] Bei oft mehreren Kilometern langen Tunnelbauwerken kommt es häufig vor, dass über die Länge des Vortriebes stark wechselhafte Baugrundbedingungen, in der Schwankungsbreite von Fels bis zu locker gelagertem Boden, angetroffen werden [Maidl et al., 2011a]. Dies trifft besonders für den mitteleuropäischen Raum zu. In den Baugrundgutachten werden daher meist Homogenbereiche mit annähernd gleichen Baugrundbedingungen ausgewiesen, und Tunnelvortriebsmaschinen speziell für die Bandbreite dieser Bedingungen konzipiert und entwickelt. Dabei müssen oft Kompromisse eingegangen werden, um mit einer Maschine sehr unterschiedliche Geologien beherrschen zu können. Die Entwicklung und der Einsatz von Universalschilden war dabei in der Vergangenheit nicht erfolgreich [Maidl et al., 2011a]. Der Einsatz von umrüstbaren Maschinen mit unterschiedlichen Vortriebskonzepten (z.b. Flüssigkeitsstützung

30 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 30 (SM-V4) und offene Schildmaschinen (SM-V1) mit Bandaustrag) wurde hingegen bereits erfolgreich realisiert, obwohl die dafür notwendigen Umbaumaßnahmen sehr zeitintensiv waren (siehe [Korndörfer & Otten, 2011] oder [Düllmann & Hollmann, 2011]). Der wirtschaftliche Erfolg eines Projektes hängt demnach in erster Linie davon ab, ob die für einen Vortrieb individuell konzipierte Tunnelvortriebsmaschine den tatsächlichen geologischen und geotechnischen Anforderungen des Projektes gerecht wird und sich ein risikoarmer und schneller Vortrieb realisieren lässt. Ein derartig hochspezialisiertes System reagiert aber entsprechend empfindlich auf geänderte Randbedingungen. Sollte sich eine TVM für die angetroffenen Baugrundverhältnisse als untauglich erweisen, werden eine stark reduzierte Vortriebsleistung und eventuell notwendige Umbaumaßnahmen die Folge sein, die zwangsläufig zu einer drastischen Kostensteigerung und Bauzeitverzug führen. 2.2 Maschinenkonzept Hydroschild Das Grundprinzip eines jeden Schildes besteht darin, den Ausbruchshohlraum bis zu seiner vorläufigen oder endgültigen Sicherung zu stützen, dem Druck des umgebenden Baugrundes zu widerstehen sowie eventuell vorhandenes, anstehendes Grundwasser zurückzuhalten [Maidl et al., 2011a]. Die Stützung der Tunnellaibung erfolgt dabei durch eine zylindrische Stahlkonstruktion, den sog. Schild, der während des Materialabbaus an der Ortsbrust entlang der Tunnelachse nach vorn geschoben wird. Die Stützung der Ortsbrust selbst erfolgt bei einer Hydroschild-Maschine (SM-V4) durch eine unter Druck stehende Flüssigkeit, die gleichzeitig für die hydraulische Förderung des abgebauten Materials durch Rohrleitungen aus dem Tunnel genutzt wird. Nach der Abtrennung des geförderten Materials in einer Separationsanlage Übertage wird die gereinigte Suspension durch eine Speiseleitung dann erneut dem Vortrieb zugeführt (vgl. Kapitel 2.6). 1 Abbaukammer 2 Arbeitskammer 3 Rückwärtiger Maschinenbereich mit atmosphärischen Bedingungen 4 Tauchwand 5 Druckwand 6 Luftblase zur Stützdruckregulierung 7 Tauchwandöffnung zur Übertragung des Stützdruckes nach dem Prinzip einer kommunizierenden Röhre Abbildung 2.2: Schematische Darstellung des Bohrkopfes einer Hydroschild-Maschine Der Bohrkopf eines Hydroschildes ist in zwei unter Druck stehende Kammern aufgeteilt (vgl. Abbildung 2.2). Die vordere Kammer, in der sich das Schneidrad befindet, wird als Abbaukammer bezeichnet. Das Schneidrad liegt vollflächig an der Ortsbrust an und kann je nach geologischen Anforderungen mit unterschiedlichen Werkzeugen bestückt werden (vgl. Kapitel 2.5). Durch die Rotation des Schneidrades wird das anstehende Material im Vollschnittverfahren

31 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 31 abgebaut und es entsteht ein kreisrunder Tunnelquerschnitt, der größer als der Durchmesser des Schildes ist. Durch den so entstehenden Überschnitt soll ein Einklemmen des Schildes verhindert und die Steuermöglichkeit bei engen Kurvenfahrten verbessert werden. Zusätzlich hat der Schild oft eine konische Form (Schildkonizität), so dass der Durchmesser an der Schildschneide am größten und am Schildschwanz am kleinsten ist [Wittke, 2006]. Abbildung 2.3: links: Blick auf die Tauchwand einer noch nicht vollständig montierten Hydroschildmaschine; rechts: dieselbe Maschine mit montiertem Schneidrad Hinter der Abbaukammer und durch eine Tauchwand von ihr getrennt befindet sich die Arbeitskammer, die wiederum durch die Druckwand vom Rest der Maschine mit atmosphärischen Bedingungen getrennt ist. Beide Kammern sind durch eine Öffnung im Sohlbereich der Tauchwand miteinander verbunden (Abbildung 2.3, links) und mit der Stützflüssigkeit gefüllt, die die Stabilisierung der Ortsbrust ermöglicht (vgl. Kapitel 2.4). Im Regelfall ist die Abbaukammer komplett, die Arbeitskammer aber nur bis etwa zur Hälfte gefüllt. Der Stützdruck wird über die Luftblase in der oberen Hälfte der Arbeitskammer sowie über die abgestimmten Förderleistungen der Förder- und Speisepumpen geregelt [Maidl et al., 2011a]. Dieses Prinzip bietet die Möglichkeit einer sehr exakten Stützdruckregulierung an der Ortsbrust. Für notwendige Reparatur- oder Wartungsarbeiten in der Abbaukammer kann der Flüssigkeitsstand abgesenkt werden und die Ortsbruststützung zumindest für einen bestimmten Zeitraum durch Druckluft erfolgen. Der Zugang zur Arbeitskammer erfolgt durch Druckluftschleusen. Die notwendige Vorschubkraft des Bohrkopfes bzw. der gesamten Schildkonstruktion wird durch Hydraulikzylinder, die sog. Vortriebspressen generiert, die sich auf der bereits eingebauten Tunnelauskleidung abstützen (Abbildung 2.4). Durch die maximale Hublänge der Zylinder wird die Länge einer durchgehenden Vortriebsstrecke begrenzt, nach der der Vorschub unterbrochen und der nächste Tübbingring eingebaut werden muss. Die fortwährend gleiche Abfolge von Vortrieb und Vortriebsunterbrechungen durch den Einbau der Tunnelauskleidung (Ringbau) und anderen Vortriebsunterbrechungen, wird als Vortriebszyklus bezeichnet (Abbildung 1.1).

32 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 32 Abbildung 2.4: ausgefahrene Vortriebspressen einer Hydroschildmaschine, Blick in Vortriebsrichtung 2.3 Einsatzbereiche für Hydroschildmaschinen Hydroschildschilde kommen primär dort zum Einsatz, wo der Baugrund während dem Bodenabbau eine aktive Stützung benötigt und das abgebaute Material wegen fehlender plastischer Eigenschaften nicht in einen Erdbrei zur Ortsbruststützung (EPB, Maschinentyp SM-V5) umgewandelt werden kann. Das Haupteinsatzgebiet sind demnach grob- und gemischtkörnige Bodenarten (grobklastische Sedimente) mit geringen bindigen Anteilen und ein Grundwasserstand, der sich mit genügend Abstand über der Firste befindet [Maidl et al., 2011a]. Bereits vor über 25 Jahren wurde von [Krause, 1987] der optimale Einsatzbereich von Hydroschildmaschinen durch Sieblinien von Böden definiert, die einen möglichst geringen Feinkornanteil (< 0,063 mm) von max. 30 Gew.-% aufweisen (Abbildung 2.5). Ist mehr Feinkorn enthalten steigen der Aufwand bei der Separierung und auch die Gefahr von Verklebungen. Je gröber die Komponenten werden, umso schwieriger wird hingegen die aktive Stützung der Ortsbrust, da bei einer Flüssigkeitsstützung die Durchlässigkeit eines Bodens für die Ausbildung des Filterkuchens an der Ortsbrust von entscheidender Bedeutung ist. Nach [DAUB, 2010] liegt der optimale Durchlässigkeitsbeiwert k f für den Einsatz von Hydroschildmaschinen zwischen 1*10-4 und 1*10-6 m/s. Nach [Krause, 1987] sind bei einem mittleren Korndurchmesser von d 50 6 mm, bzw. nach [Maidl et al., 2011a] bei einem k f Wert von über 5*10-3 m/s keine optimalen Einsatzbedingungen mehr gegeben. Der Vergleich der Sieblinien nach [Krause, 1987] und der Durchlässigkeiten nach [Krapp in: Prinz & Strauß, 2011] ergibt ähnliche Werte (Tabelle 2.1). Tabelle 2.1: Einsatzgrenzen für Hydroschildmaschinen nach verschiedenen Autoren Minimum optimaler Einsatzbereich Maximum optimaler Einsatzbereich absolutes Maximum [Krause, 1987] d 10 = 0,02 mm d 10 = 1 mm d 10 = 6 mm [DAUB, 2010] k f = 1*10-6 m/s k f = 1*10-4 m/s / [Maidl et al., 2011a] / k f = 5*10-3 m/s / [Krapp] k f = 1*10-6 m/s k f = 4*10-3 m/s k f = 1*10-2 m/s

33 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 33 Abbildung 2.5: Einsatzbereich für Hydroschilde nach [Krause, 1987] Abbildung 2.6: Korngrößenklassen und Durchlässigkeiten mit eingezeichnetem Einsatzbereich nach [Krause, 1987], (verändert / ergänzt nach [Krapp in: Prinz & Strauß, 2011]) Böden mit derartigen Eigenschaften entstehen, wenn aus dem ursprünglichen Felsverband gelöstes Material (Klasten) durch verschiedene Medien (äolisch durch Wind, fluviatil und marin durch Flüsse und Wellen und glazial durch Gletscher) transportiert und abgelagert wird. Je nach Bildungsbedingung zeigen sich unterschiedliche Eigenschaften. Äolische Sedimente (z.b. Löss) sind typischerweise sehr feinkörnig (Schluff bis Feinsand) und sehr gut sortiert. Marine Sedimente können z.b. als Strandsand ebenfalls sehr gut sortiert sein, wobei die Korngröße hier, im Gegensatz zum Löss, meist im Einsatzbereich der Hydroschildtechnik liegt (Abbildung

34 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren ). Bei fluviatilen Sedimenten wie z.b. Terrassenkörpern größerer Flüsse (Flussschotter) kommen typischerweise starke Variationen im Korngrößenspektrum vor, die je nach Ablagerungsbedingungen bis hin zu Steinen und Blöcken reichen können. Noch größer werden die Variationen der Korngröße nur in glazialen Ablagerungen. Bei allen diesen Ablagerungsformen können zudem starke Schwankungen in der Lagerungsdichte D [DIN 18126: ] auftreten. Aufgrund der gegebenen Einsatzgrenzen (vgl. Tabelle 2.1) lassen sich nach DIN : charakteristische Werte für Bodenkennwerte annehmen, die für die nachfolgenden Berechnungen verwendet werden (Tabelle 2.2, Tabelle 2.3 und Tabelle 2.4). Tabelle 2.2: Erfahrungswerte für den Reibungswinkel φ von Sand, Kies und Sand-Kies Gemischen nach DIN : , Tabelle 2 Tabelle 2.3: Angaben zur Wichte nichtbindiger Böden nach DIN : , Tabelle 1

35 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 35 Tabelle 2.4: Angaben zu Kohäsion c und Reibungswinkel φ bei natürlichen, gemischtkörnigen Böden in mitteldichter bis dichter Lagerung nach [Prinz & Strauß, 2011] Boden wirksame Kohäsion c wirksamer Reibungswinkel φ Sand- oder Kiesboden mit Ton- und Schluffanteil bis 40 % Sand- oder Kiesboden mit Ton- und Schluffanteil bis 20 % sandig-kiesiger (-steiniger) Mischboden mit Ton- und Schluffanteil < 5-8% kn/m² kn/m² 32,5-37,5 0 5 kn/m² Verfahrensbereich Ortsbruststützung Oberste Priorität hat bei allen Bauprojekten eine sichere Bauausführung. Bei maschinellen Tunnelvortrieben mit notwendiger Ortsbruststützung gilt es in erster Linie Verbruchsituationen und Ortsbrustinstabilitäten durch geeignete Maßnahmen zu verhindern. Zusätzlich kommt gerade bei der Realisierung von Tunnelprojekten in dicht besiedelten Gebieten der möglichst geringen Beeinflussung der Umgebung, z.b. durch Setzungen, eine große Bedeutung zu (Umweltverträglichkeit). Besonders Schildvortriebe mit Flüssigkeits- oder Erddruckstützung haben sich als sichere und vor allem setzungsarme Vortriebsmethode erwiesen und etabliert [Maidl et al., 2011a]. Voraussetzung für die sichere und setzungsarme Ausführung eines Vortriebes mittels Hydroschild ist einerseits eine ausreichende, aber nicht zu große Stützkraft (Gefahr von Hebungen / Ausbläsern), andererseits die Möglichkeit, diese Stützkraft auf den Baugrund übertragen zu können Filterkuchen und Suspensionseigenschaften Um nichtbindige Böden mit hohen Durchlässigkeiten überhaupt aktiv stützen zu können, ist die Ausbildung einer nur schwer wasserdurchlässigen Membran auf der Oberfläche der Ortsbrust notwendig [Witt, 2009]. Dies wird durch die Zugabe von Feststoffpartikeln in die Stützflüssigkeit erreicht, die an der Ortsbrust abgefiltert werden und so eine als Filterkuchen bezeichnete Schicht aufbauen. Zur Stützung der Ortsbrust kommen bei Hydroschildvortrieben üblicherweise Gemische aus Wasser und Bentonit, vergleichbar zu Stützflüssigkeiten bei der Herstellung von Schlitzwänden, zum Einsatz. Die Bezeichnung Bentonit beschreibt ursprünglich ein Gestein, wird im Zusammenhang mit Suspensionen aber als Begriff für ein Gemenge aus quellfähigem Ton verwendet. Dieser Zuschlagstoff besteht zu wesentlichen Anteilen aus dem Tonmineral Montmorillonit. Durch elektrostatische Verbindungen der Tonpartikel innerhalb einer Suspension werden so eine geringe Kohäsion und eine gewisse zustandsbezogene Scherfestigkeit der Stützflüssigkeit erzeugt [Witt, 2009]. Diese wird als Fließgrenze in N/m² bezeichnet [Witt, 2009] und ist je nach dem zu stützenden, anstehenden Boden einzustellen (Fließgrenze im Ruhezustand). Vorgaben für die Mindestfließgrenze von Stützflüssigkeiten in Abhängigkeit der zu stützenden Bodenart und dem zugehörigen d 10 Wert enthält die DIN 4126: und sind in Tabelle 2.5 dargestellt.

36 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 36 Tabelle 2.5: Vorgaben für die Mindestfließgrenze einer Stützflüssigkeit in Abhängigkeit der Bodenart, nach DIN 4126: , Beiblatt 1, Tabelle 100 In der theoretischen Vorstellung wird je nach Durchlässigkeit des Bodens bei der Stützkraftübertragung auf den Baugrund zwischen dem Membran- und dem Penetrationsmodell (Abbildung 2.7) unterschieden [Maidl et al., 2011a]. Sind die in der Suspension enthaltenen Partikel größer als die Kornzwischenräume (Porenkanäle), so kommt es zur Anlagerung eines äußeren Filterkuchens auf der Oberfläche der Ortsbrust (Abbildung 2.7, links). Diese Art der Stützkraftübertragung findet nach [Witt, 2009] an Böden mit d 10 < 0,2 mm statt. Abbildung 2.7: Membran- und Penetrationsmodell, nach [Maidl et al., 2011a] Bei gröberen Bodenarten muss die Suspension eine gewisse Scherfestigkeit (Fließgrenze) aufweisen, um die Druckdifferenz zwischen Suspensions- und Grundwasserdruck auf den Boden übertragen zu können [Witt, 2009]. Die in der Suspension gelösten Partikel werden zunächst in den Baugrund hinein gedrückt und lagern sich an den Oberflächen der Körner an (Penetrationsmodell, Abbildung 2.7, rechts). Dieser Vorgang ist zeitabhängig und endet, wenn die Eindringtiefe in den Baugrund so groß ist, dass die Schubspannung innerhalb der Suspension mit der Druckdifferenz zwischen Suspensions- und Grundwasserdruck im Gleichgewicht steht [Witt, 2009]. Wie tief diese endgültige Penetrationszone beim Erreichen des Gleichgewichtzustandes dann in den Baugrund hineinreicht (Eindringtiefe s), ist nach [Maidl et al., 2011a] abhängig von der Korngrößenverteilung (speziell dem d 10 Wert eines Bodens), der Fließgrenze

37 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 37 der Suspension τ F und der tatsächlichen Druckdifferenz Δp und kann nach DIN 4126: gemäß Gleichung (2.1) abgeschätzt werden. Die aus der Druckdifferenz Δp resultierende, tatsächlich auf den Baugrund übertragene Stützkraft nimmt dabei mit zunehmender Eindringtiefe ab [Anagnostou & Kovári, 1992]. Δp * d 10 s = (Gl. 2.1) 2 * τ F s = endgültige Eindringtiefe in [m] beim Erreichen des Gleichgewichtzustandes Δp = d 10 = τ F = die Druckdifferenz in [N/m²] zwischen stützender Flüssigkeit und Grundwasser die maßgebende Korngröße bei 10 % Massenanteil der Körnungslinie in [m] die Fließgrenze der Stützflüssigkeit (Tonsuspension) in [N/m²] Für einen typischen Boden im Einsatzbereich eines Hydroschildes mit d 10 = 0,4 mm, einer Fließgrenze der Suspension von 10 N/m² (vgl. Tabelle 2.5) und einer Druckdifferenz von 0,2 bar ergibt sich so rein rechnerisch eine Eindringtiefe s von 40 cm. Bei einer Erhöhung der Druckdifferenz auf 0,5 bar beträgt diese theoretische Eindringtiefe der Suspension dann bereits 100 cm, in die die Tonpartikel in den Baugrund infiltrieren sollen. Für identische Suspensionseigenschaften und Druckdifferenzen ergeben sich in einem Boden mit d 10 = 0,2 mm immer noch Eindringtiefen von 20 cm bzw. 50 cm. Für den Fall eines Bodens mit d 10 = 1 mm an der oberen Grenze des optimalen Einsatzbereichs für Hydroschilde nach [Krause, 1987] (vgl. Tabelle 2.1) und mit einer entsprechend höheren Fließgrenze der Suspension von 30 N/m² (vgl. Tabelle 2.5) errechnen sich theoretische Eindringtiefen von rund 33 cm (für Δp = 0,2 bar) und 83 cm (für Δp = 0,5 bar). Nach Untersuchungen von [Anagnostou & Kovári, 1992] stellt das Penetrationsmodell beim Hydroschildvortrieb allerdings eher die Ausnahme dar, da die tatsächliche Eindringtiefe in Böden mit einem d 10 Wert von 0,6 mm (was dem überwiegenden Anteil der Böden im optimalen Einsatzbereich von Hydroschilden entspricht) auch bei geringen Werten für τ F sehr gering bleibt [Anagnostou & Kovári, 1992]. Zusätzlich wird die Eindringtiefe in der Ortsbrust in vielen Fällen während dem Vortrieb reduziert (und damit die Standsicherheit erhöht), da die Eindringgeschwindigkeit der Suspension üblicherweise geringer ist als die Vortriebsgeschwindigkeit der Tunnelvortriebsmaschine. Die Ortsbruststabilität oder die Sicherheit gegen das Abgleiten eines Erdkeils kann nach [Anagnostou & Kovári, 1992] quantitativ durch einen Sicherheitsfaktor ausgedrückt werden, der das Verhältnis zwischen vorhandener und erforderlicher Scherfestigkeit beschreibt. Durch die geringen Eindringtiefen in Bodenarten mit d 10 0,6 mm weicht dieser Sicherheitsfaktor (aufgrund der nur geringen Reduzierung der übertragenen Stützkraft) nur geringfügig von dem Sicherheitsfaktor im Membranmodell ab (vgl. Abbildung 2.8) und die tatsächliche Stützung der Ortsbrust und des Ringspaltes erfolgt dann üblicherweise wie beim Membranmodell.

38 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 38 Abbildung 2.8: Sicherheitsfaktor im Penetrationsmodell als Funktion des d 10 Wertes eines Bodens (Darstellung der Sicherheitsfaktoren im Membranmodell als gestrichelte Linien) bei einer Fließgrenze von 15 N/m² (4% Bent.) und 80 N/m² (7% Bent.) und Druckdifferenzen von 0,2 bar und 0,4 bar; nach [Anagnostou & Kovári, 1992] Eine nennenswerte Penetration, also ein Abströmen der Suspension in den Baugrund und damit eine kritische Reduzierung des Sicherheitsfaktors, findet erst in gröberen, gut sortierten Böden (z.b. gut sortierten Feinkiesen) statt, was durch geeignete Maßnahmen zu verhindern ist. Die DIN 4126: gibt für Bodenarten mit d 10 > 5 mm und Mächtigkeiten > 0,5 m solcher Bodenschichten eine Mindestfließgrenze von 70 N/m² und Sondermaßnahmen (z.b. Bodenverbesserung oder Einmischen von Füllern/Stopfkorn in die Suspension) vor (vgl. Tabelle 2.5). Eine Anhebung des Stützdruckes und damit eine Erhöhung der Druckdifferenz Δp hat in solchen (Sonder-) Fällen keinerlei positive Wirkung (vgl. Abbildung 2.8). Um die Standsicherheit der Ortsbrust immer zu gewährleisten, muss die tatsächliche Fließgrenze der Suspension während der Bauausführung in regelmäßigen Abständen überprüft und bei einer Über- oder Unterschreitung von definierten Warnwerten durch den Austausch von gebrauchter durch frische Suspension an die Vorgaben angepasst werden. Eine beispielhafte Darstellung solcher Vorgaben zeigt Abbildung 2.9. Abbildung 2.9: Vorgaben an die Suspensionseigenschaften bei einem Hydroschildvortrieb

39 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren Stützdruckberechnung Nach der Ausbildung des Filterkuchens ist die Größe der Stützkraft die zweite relevante Komponente einer erfolgreichen, aktiven Ortsbruststützung. Im Vorfeld jeder Baumaßnahme werden rechnerische Standsicherheitsnachweise gefordert, die je nach Vorgabe eine Stützdruckberechnung nach unterschiedlichen Modellen beinhalten. Eine Übersicht über die Berechnungsverfahren und eine Zusammenstellung der geforderten Standsicherheitsnachweise finden sich in [Maidl et al., 2011a]. Üblicherweise kommen die Verfahren nach [Anagnostou & Kovári, 1994], [Piaskowski & Kowalewski, 1965] oder die DIN 4085: zum Einsatz. Allen diesen Modellen liegt die Vorstellung eines Bruchkörpers zugrunde, dessen Schubkraft (Erddruck) über einen Gleitkeil vor der Ortsbrust parallel zur Tunnelachse wirkt und durch die Stützung der Ortsbrust aufgefangen werden muss. Zusätzlich muss bei Vortrieben unterhalb des Grundwasserspiegels der Grundwasserdruck berücksichtigt werden (vgl. auch [Schwarz et al., 2006]). Nach den Vorgaben der DIN 4085: ergibt sich für die Berechnung der erforderlichen Stützkraft (Nachweis der äußeren Standsicherheit) folgende Beziehung: S erf ƞ E * E + ƞ W * W (Gl. 2.3) S erf = erforderliche Stützkraft [kn/m²] ƞ E = Sicherheitsbeiwert Erddruck E = Stützdruckresultierende aus Erddruck [kn/m²] ƞ W = Sicherheitsbeiwert Grundwasserdruck W = Stützdruckresultierende aus Grundwasserdruck [kn/m²] Die Stützdruckresultierende aus dem Erddruck ergibt sich aus dem Integral des räumlich aktiven Erddruckes über die Ortsbrustfläche. In die Berechnung gehen der Erddruckanteil, die Verkehrslast und der Kohäsionsanteil ein. Die bodenmechanischen Kennwerte, die in diese Berechnung eingehen, sind der Reibungswinkel, die Kohäsion und die Wichte des Bodens. Der Grundwasserdruck wird aus der Grundwasserhöhe und der Gewichtskraft des Wassers berechnet. Abbildung 2.10 zeigt beispielhaft die Anteile von Erddruck und Grundwasserdruck am berechneten, erforderlichen Stützdruck in Abhängigkeit der Tiefe eines Tunnels mit 10 m Durchmesser. Für die Berechnung wurden mittlere Werte für Reibungswinkel, Kohäsion und Bodenwichte, sowie Sicherheitsbeiwerte für Grundwasser (ƞ W = 1,05) und Erddruck (ƞ E = 1,5) eingesetzt. Es ist ersichtlich, dass mit zunehmender Tiefenlage eines Tunnels der Erddruckanteil am Gesamtstützdruck immer weiter abnimmt. Bei Tunneln in geringer Teufe, wie beispielsweise bei innerstädtischen U-Bahn Projekten, hat daher der Erddruckanteil (und damit die Baugrundeigenschaften), einen entsprechend höheren Anteil am Gesamtergebnis der Stützdruckberechnung als bei Tunneln in größeren Teufen. Ähnliche Ergebnisse finden sich in [Schwarz et al., 2006].

40 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 40 Abbildung 2.10: resultierender Stützdruck aus Erd- und Grundwasserdruck für einen Tunnel mit einem Durchmesser von 10 m in unterschiedlichen Tiefenlagen (Grundwasserstand immer 5 m unter Gelände) Entsprechend der in Kapitel 2.3 aufgezeigten Einsatzgrenzen für Hydroschildvortriebe soll im Folgenden die Sensitivität des Stützdruckes bei Variation der drei Bodenkennwerte bei konstanter Überdeckung über Tunnelfirste und Grundwasserstand über Tunnelachse von je 10 m aufgezeigt werden. In der Berechnung wurde für den Grundwasserdruck ein Sicherheitsbeiwert von ƞ W = 1,05 und für den Erddruck ein Sicherheitsbeiwert von ƞ E = 1,5 angesetzt. Tabelle 2.6: Eingangsparameter für die Stützdruckberechnung im typischen Einsatzgebiet von Hydroschilden; Darstellung von Minimum-, Maximum- und Mittelwerten auf der x-achse in Abbildung 2.11 Minimum (x-achse: -1) Mittelwert (x-achse: 0) Maximum (x-achse: 1) Reibungswinkel [ ] (scheinbare) Kohäsion [kn/m²] Wichte des Bodens unter Auftrieb [kn/m³] 8, ,5 Abbildung 2.11: resultierender Stützdruck bei 10 m Überdeckung und Variation der Bodenkennwerte nach Tabelle 2.6, links: Erddruckanteil, rechts: Stützdruck gesamt

41 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 41 In Abbildung 2.11 wird der jeweilige Einfluss von Reibungswinkel, Kohäsion und Bodenwichte auf das Ergebnis der Stützdruckberechnung bei einer Überdeckung von 10 m gezeigt. Bei der günstigsten bzw. ungünstigsten Kombination der Bodenkennwerte ergeben sich Stützdruckschwankungen zwischen 1,38 und 1,95 bar, was einer Variation von rund 85 % auf 120 % im linken Diagramm für den Erddruckanteil entspricht. Im rechten Bild zeigt sich die Variation des gesamten Stützdrucks von max. ± 10 % bei maximaler Variation von Reibungswinkel, Kohäsion und Wichte, was die Grundwasser- bzw. Überlagerungshöhe als Haupteinfluss auf den Stützdruck identifiziert. Durch den stetig geringer werden Anteil des Erddrucks am Gesamtergebnis würde also bei zunehmender Überlagerungshöhe bzw. tieferer Tunnellage die Variation entsprechend noch einmal geringer ausfallen. Haupteinflussgröße ist also die Grundwasserhöhe. 2.5 Verfahrensbereich Bodenabbau Der Abbau des Bodens erfolgt im Vollschnittverfahren. Dabei wird ein Schneidrad als Träger für verschiedene Werkzeuge rotierend über die gesamte Ortsbrust geführt. Bei der Wahl der Werkzeuge kommt der Baugrundprognose erneut die zentrale Bedeutung zu. Während bei Hartgesteinsvortrieben ausschließlich Rollenmeißel und Räumer auf dem Bohrkopf montiert sind, ist das Schneidrad bei Lockergesteinsvortrieben üblicherweise mit unterschiedlichen Werkzeugtypen bestückt, um eine optimale Wirksamkeit für die Bandbreite der anstehenden Böden zu erreichen [Girmscheid, 2008]. Die Kombination und die Anordnung von Werkzeugen auf dem Schneidrad haben großen Einfluss auf den Erfolg eines Vortriebs, da durch die optimale Wahl und Kombination die netto-abbauleistungen optimiert werden können. Auch die Minimierung von Stillstandszeiten zur Wartung und Revision von Werkzeugen während der Bauphase ist entscheidend (Optimierung brutto-abbauleistung). Besonderes Augenmerk wird bei der Planung entsprechend auf das Verschleißpotential eines Bodens in Hinblick auf den möglichen Verschleiß an den Abbauwerkzeugen (Primär- oder Abbauverschleiß) gelegt. Jüngst wurde von [Köppl & Thuro, 2013] ein neuer Ansatz zur Verschleißprognose vorgestellt. Ein weiterer Ansatz kommt vom [Jacobsen et al., 2013b]. Bis heute fehlt allerdings ein einheitliches System zur Klassifizierung des Verschleißpotentials eines Bodens. Eigene Untersuchungen haben gezeigt, dass unterschiedliche Kennwerte eines Bodens zur Prognose von Abbau- und Transportverschleiß relevant sind. Detaillierte Ausführungen hierzu finden sich im Kapitel 8. Zusätzlich zur Wahl der Werkzeuge kommen deren Anordnung und dem Einsatz von Spüldüsen (Zuleitung Suspension aus der Speiseleitung in die Abbaukammer) eine große Bedeutung zu, da sich bei Materialanhaftungen (Verklebungen) am und vor allem vor dem Schneidrad kein effizienter Abbau mehr erreichen lässt [Hollmann & Thewes, 2013]. Die Beherrschung derartiger Szenarien setzt ebenfalls eine möglichst genaue Kenntnis der Baugrundverhältnisse (Atterberg sche Grenzen (Zustandsgrenzen), Verklebungspotential) bei der Planung voraus. Detaillierte Ausführungen zu Verklebungen finden sich u.a. in [Thewes, 1999], [Thewes & Burger, 2004], [Hollmann & Thewes, 2011] und [Hollmann & Thewes, 2013] Rollenmeißel Rollenmeißel oder Disken (Abbildung 2.12) kommen immer dann zum Einsatz, wenn im Vortrieb mit Festgesteinsabschnitten oder mit Steinen oder Blöcken gerechnet werden muss. Auch wenn Dichtblöcke oder Schlitzwände durchörtert werden müssen (z.b. auch Betonwände von Start- / Zielschächten) werden diese Werkzeuge eingesetzt. Rollenmeißel besitzen einen

42 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 42 gelagerten Schneidring, der mit einer Kraft senkrecht auf die Ortsbrustoberfläche gedrückt wird. Die so in den Baugrund eingetragene Energie erzeugt im Festgestein Spannungsrisse und führt zu einer Ablösung von flachen Gesteinsstücken (Chips) zwischen den einzelnen Werkzeugspuren. Der Spurabstand der einzelnen Disken zueinander liegt üblicherweise in einer Größenordnung von 65 bis 95 mm [Maidl et al., 2001]. Abbildung 2.12: links: neue Diske im Schneidrad, rechts: verschlissene Diske Schälmesser Schälmesser (Abbildung 2.13) können mit einer durchgehenden Hartmetallschneidkante oder mit Hartmetallstiften ausgeführt werden und eignen sich für den schälenden Abbau von bindigen Bodenarten, aber auch für Kiese und Sande. Wie auch die Rollenmeißel stehen die Schälmesser über das Schneidrad hinaus um den direkten Kontakt von Baugrund und Stahlbau des Schneidrades zu verhindern. Gegenüber den Rollenmeißeln werden Schälmesser nicht durch eine abrollende Bewegung beansprucht, sondern werden in einer gleitenden Bewegung über die Ortsbrust geführt. Je nach Ausführung eines Schälmessers, dem Spurbesatz (wie viele Messer pro Spur) und je nach Lagerungsverhältnissen und Materialkennwerten des Baugrundes lassen sich so unterschiedliche Eindringtiefen (Penetration) erreichen, die einen direkten Einfluss auf die Netto-Abbauleistung haben. Abbildung 2.13: links: verschlissene Schälmesser (aus: [Köhler et al., 2011]), rechts: montierte Schälmesser im Schneidrad

43 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren Stichel und Ripper Stichel sind typische Abbauwerkzeuge für nichtbindige Böden und zerstören das ursprüngliche Gefüge, indem sie die Komponenten in Schluff-, Sand- und Kiesboden aus dem Verband herausreißen [Maidl et al., 2011a]. Um unabhängig von der Drehrichtung des Schneidrades zu sein, werden Stichel meist senkrecht zur Schneidradoberfläche angeordnet. Ripper, als besondere Form von Sticheln, können bei vielen Schneidrädern anstelle von Disken montiert werden. Um ein Drehen des Schneidrades in beide Richtungen zu ermöglichen, werden Ripper mit einem symmetrischen Kopf ausgerüstet. Durch den Auftrag von Hartmetallkanten und stiften soll, wie bei den Schälmessern, der Verschleiß minimiert werden. Besonders kritisch für diese reißenden Werkzeuge sind Steine und Blöcke, sowie die sog. mixed-face Bedingungen (scharfe Übergange von stark unterschiedlich hartem Material an der Ortsbrust), da ein Aufschlag auf harte Kanten Gewaltschäden verursachen kann. Teilweise werden die Köpfe der Werkzeuge bei derartiger Überbeanspruchung auch ganz abgerissen Räumer Die Hauptaufgabe von Räumern (Abbildung 2.14) ist es, das durch die Abbauwerkzeuge gelöste Material hinter die Stahlbaufront des Schneidrades zu befördern [Maidl et al., 2011a]. Räumer werden im Außenbereich des Schneidrades montiert und schöpfen das durch die Schwerkraft absinkende Material im Sohlbereich ab. Durch die Rotation des Schneidrades wird das Material entgegen der Vortriebsrichtung nach hinten befördert und kann über den Saugstutzen in die Förderleitung gelangen. Abbildung 2.14: links: neuer Räumer; rechts: verschlissene, demontierte Räumer 2.6 Verfahrensbereich Förderkreislauf und Separation Bei einem Vortrieb mittels Hydroschild wird die Suspension zur Ortsbruststützung auch zum Abtransport des gelösten Materials aus dem Tunnel genutzt. Der Transport erfolgt hydraulisch durch Rohrleitungen, die die Vortriebsmaschine im Tunnel mit der Separationsanlage außerhalb des Tunnels verbinden. Im Sohlbereich der Abbaukammer befindet sich ein Saugstutzen,

44 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 44 durch den die mit Feststoff aufgeladene Suspension in die Förderleitung gelangt. Üblicherweise wird die Differenz an mehreren Stellen im oberen Bereich der Abbaukammer durch die Zugabe von Suspension aus der Speiseleitung ausgeglichen. Zur Vermeidung von Verklebungen haben sich auch besondere Anordnungen von Spüldüsen bewährt. Die maximale Größe der förderbaren Korngrößen wird durch den Durchmesser der Förderleitung begrenzt (übliche Größe der Förderleitung z.b. 400 mm Innendurchmesser). Um zu verhindern, dass zu große Partikel oder Fremdkörper in die Förderleitung gelangen, wird vor dem Saugstutzen im Sohlbereich der Abbaukammer ein Rechen installiert (Abbildung 2.15), der die maximale Korngröße begrenzen soll. Zusätzlich ist diesem Rechen noch ein Brecher vorgeschaltet, der zu große Komponenten, die den Rechen nicht passieren können, auf eine förderbare Größe zerkleinern soll. Abbildung 2.15: Sohlbereich Abbaukammer, Blick entgegen der Vortriebsrichtung: rot Steinbrecher, weiß: noch nicht vollständig installierter Rechen in der Tauchwandöffnung vor dem Ansaugstutzen (Beginn der Förderleitung) Die mit Feststoff (abgebautes Material) aufgeladene Suspension gelangt durch die Förderleitung aus dem Tunnel und wird in die Separationsanlage geführt, wo die Feststoffanteile aus der Suspension herausgefiltert werden. Dies geschieht in mehreren Trennstufen, wobei zuerst die gröberen Bestandteile und zuletzt der Feinkornanteil von der Suspension getrennt werden. Die erste Trennstufe sind Rüttelsiebe, die mit unterschiedlichen Maschenweiten die groben Komponenten aus der Suspension abtrennen (Grobsieb, siehe Abbildung 2.16).

45 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 45 Abbildung 2.16: oben links: Grobsieb; oben rechts und unten links: oberes Grobsieb mit Maschenweite ca. 60 mm; unteres Grobsieb mit Maschenweite ca. 10 mm Die verbleibende Suspension und alle Korngrößen kleiner als die Maschenweite des kleinsten Siebes durchlaufen anschließend die Zyklonstufen (Grob- und Feinzyklone, Abbildung 2.17 und Abbildung 2.18). Der mittels Zentrifugalkräften abgefilterte Feststoffanteil (Unterlauf) wird zur weiteren Entwässerung auf die Feinsiebe gegeben. Die verbleibende Suspension sollte je nach Trennschnitt der Zyklone nach den Zyklonstufen nur noch Feststoffpartikel in Schluff- (< 0,063 mm) und Tongröße (< 0,002 mm) enthalten. Abbildung 2.17: Zyklonstufen auf der Separationsanlage; links: Zulauf (weißer Pfeil) und Überlauf (roter Pfeil) der Grobzyklon; rechts: Anordnung der Feinzyklone

46 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 46 Abbildung 2.18: links: Unterlauf Feinzyklone; rechts: Sandfraktion (Unterlauf Zyklonstufen) auf dem Feinsieb Diese können entweder mittels Kammerfilterpressen oder Zentrifugen aus der Suspension gefiltert werden. Dieser Prozess geschieht jedoch nicht wie bei den übrigen Trennstufen parallel zum Vortrieb, sondern ist ein kontinuierlicher Prozess. Je nach Feinkornanfall wird in regelmäßigen Abständen ein Teil der Suspension aus dem Kreislauf abgezogen und in Altbentonitbecken geleitet. Die Differenz im Förderkreislauf wird durch Zugabe von Frischbentonit ausgeglichen. Eventuell vorhandene Zentrifugen oder Kammerfilterpressen werden kontinuierlich aus dem Altbentonitreservoir gespeist, so dass im Gegensatz zu der Materialmenge auf den Grobsieben keine exakte Zuordnung des Feinkornanfalls auf den Transportbändern zu einem bestimmten Vortriebsabschnitt möglich ist. Abbildung 2.19: Altbentonitbecken (links) und in einer Zentrifuge abgefiltertes Feinstkorn (rechts) Für die Planung und Dimensionierung einer Separationsanlage sowie der Rohrleitungen und Pumpen sind verlässliche Informationen zur Kornverteilung der jeweiligen Vortriebsabschnitte, sowie sämtliche für Verschleiß (Sekundär- oder Transportverschleiß) und Verklebungen relevanten Kennwerte des Baugrundes von besonderem Interesse. Die jeweilige Menge der erwarteten Korngrößenbereiche bestimmt die Anzahl der auf einer Separationsanlage installierten Geräte. Wird ein Baugrund beispielsweise vollständig aus Sanden und Kiesen ohne bindige Bestandteile beschrieben, so wird auf eine Installation von Zentrifugen verzichtet werden. Sind

47 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 47 aber nennenswerte bindige Anteile prognostiziert, so sind deren Eigenschaften wie Plastizität und Konsistenz maßgeblich für die Planung von Maßnahmen zur Vermeidung von Verklebungen, sowohl an der TVM aber auch in der Separationsanlage (vgl. [Hollmann & Thewes, 2012]). Weiterführende Informationen und detaillierte Ausführungen zur Planung und Funktion von Separationsanlagen finden sich in dem Kapitel Fördereinrichtungen von Wehrmeyer G. in [Maidl et al., 2011a]. 2.7 Verfahrensbereich Ausbau Der Einbau von vorgefertigten Betonringen aus mehreren Einzelteilen, den sog. Tübbingen, stellt einen wesentlichen Vorteil bei der Verwendung von Tunnelvortriebsmaschinen dar. Da die Tübbingringe im Schutz des Schildes gebaut werden, bleibt zwischen dem fertigen Ring und dem hergestellten Hohlraum ein Ringspalt (Abbildung 2.20), der üblicherweise eine Dicke von 13 bis 18 cm aufweist [Thewes & Budach, 2009]. Dieser muss, um Setzungen an der Oberfläche durch Spannungsumlagerungen im Baugrund und Verformungen der Tübbingröhre zu verhindern, zeitnah und vollständig verfüllt werden. Für die Verfüllung werden üblicherweise hydraulisch abbindende Zementmörtel mit Zuschlägen von bis zu 8 mm Korngröße verwendet [Thewes & Budach, 2009], die entweder durch Öffnungen in den Tübbingen oder durch Leitungen im Schild, sog. Lisenen, in den Ringspalt zwischen Tübbing und Baugrund eingebracht werden. Bei längeren Stillständen wie z.b. an Wochenenden haben sich zementfreie Mörtel bewährt, die auch nach mehreren Tagen noch pumpfähig sind und so die Lisenen nicht verstopfen können. In den gebräuchlichen Mischungen können auch Anteile von Füllern wie Flugasche und Kalksteinmehl enthalten sein [Maidl et al., 2011a]. Bei betonaggressiven Grundwässern kommen resistente Mörtel zum Einsatz. Abbildung 2.20: Ausbildung Ringspalt - aus [Thewes & Budach, 2009] Um eine vollständige Verfüllung des Ringraumes zu gewährleisten, muss das Füllmaterial mit Druck in den Ringraum gepresst werden. Nach [Thienert, 2011] muss dieser Verpressdruck mindestens dem anstehenden Erd- und Grundwasserdruck entsprechen, kann jedoch in besonders setzungsanfälligen Bereichen auch um 1 bis 1,5 bar über dem aktuellen Stützdruck liegen [Thienert, 2011]. Den Rückfluss des Mörtels in den Schild verhindern sog. Bürstendich-

48 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 48 tungen, den Rückfluss in die Abbaukammer und auf die Außenseite des Schildes verhindern Federbleche (Abbildung 2.21). Abbildung 2.21: links: Anordnung der Leitungen im Schildschwanz, verändert/ergänzt nach [Thienert, 2011], rechts: typische Anordnung der Lisenen im TVM Querschnitt, nach [Thienert, 2011] Die theoretische Verpressmenge, um die eingebauten Betonsegmente vollständig zu betten, richtet sich in erster Linie nach dem Volumen des Ringspaltes. Dieses Volumen für einen Vortriebszyklus (V RSM ) berechnet sich aus der Querschnittsfläche des Ringspaltes (A RS ) und der Tübbinglänge (L T ). Speziell bei den zementfreien Mörteln (aber auch bei anderen Verpressmedien) kommt den Baugrundeigenschaften erneut eine zentrale Bedeutung zu. Bei zementfreien Mörteln wird die Festigkeit ausschließlich durch das Auspressen von Kapillar- und Porenwasser erreicht, welches in den Baugrund abfließen muss, wofür dieser eine gewisse Durchlässigkeit aufweisen muss. Diese kann allerdings lokal durch die Stützflüssigkeit im Ringraum und die Filterkuchenbildung an der Ausbruchslaibung reduziert sein. Nach der Entwässerung soll eine Art künstlicher, eingebrachter Boden vorliegen, der die Tübbingröhre vollständig umgibt und so schnell eine stabile Ringbettung gewährleistet. Für eine sichere Prognose der Zeitspanne zwischen dem Einbringen des flüssigen Mörtels und dem Erreichen einer ausreichend stabilen Bettung der Tunnelröhre (z.b. auch für die Lastaufnahme des Nachläufergewichts) zu ermöglichen, ist es notwendig Druckverhältnisse, Bodenpermeabilität und Eigenschaften des Verpressgutes genau zu kennen [Thienert, 2011]. Für weitere, detaillierte Ausführungen zum Thema Ringspaltverfüllung und Setzungsanalyse wird auf [Thienert, 2011] verwiesen. 2.8 Zusammenfassung des Kapitels Die Grundlage für sämtliche Entscheidungen, Berechnungsverfahren und Planungen eines Tunnelbauprojektes bildet das Baugrundmodell und die Baugrundbeschreibung. Diese basiert üblicherweise auf den Ergebnissen der Vorerkundung und eventuell zusätzlich zur Verfügung stehenden Unterlagen, wie z.b. den Erfahrungen früherer Projekte. In der Vergangenheit wurde in einer Vielzahl von Projekten gezeigt, dass die Beherrschung selbst äußerst schwieriger Geologien mit der heute zur Verfügung stehenden Vortriebstechnik möglich ist. Genauso existieren aber auch Beispiele dafür, dass eine unzureichende Baugrundbeschreibung sowie die mangelnde Aussagekraft bzw. Repräsentativität der angegebenen Kennwerte zu gravierenden

49 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 49 Fehleinschätzungen bei der Planung führen können. Trotz der korrekten Anwendung von Berechnungsansätzen und Prognose- und Kalkulationsmodellen kann es dann aufgrund solcher nicht zutreffender Eingangswerte zu stark reduzierten Vortriebsleistungen und damit zu Bauzeitverzug und teils drastischen Kostensteigerungen kommen. Hierbei sind besonders diejenigen Kennwerte zu nennen, die einen direkten Bezug zur Effektivität des Abbauprozesses haben. Nach der Auswahl des Vortriebskonzeptes mit der Wahl einer geeigneten Ortsbruststützung sind die beiden geologisch bedingten Hauptstörfaktoren bei maschinellen Tunnelvortrieben mit Ortsbruststützung, einerseits der Verschleiß und andererseits Verklebungen, von wesentlicher Bedeutung für die Effektivität des Abbaus. Sollen die Betriebsdaten (automatisch aufgezeichnete Werte für verschiedene Parameter wie z.b. Geschwindigkeiten, Kräfte und Drücke) einer TVM zur Erkennung von Baugrundbedingungen verwendet werden, so gilt generell: Variationen von Baugrundkennwerten, die innerhalb der Einsatzgrenzen der verwendeten Vortriebstechnik schwanken, werden mit hoher Wahrscheinlichkeit lediglich einen untergeordneten Einfluss auf das Maschinenverhalten haben und deshalb auch in den Betriebsdaten oft nicht erkennbar sein. Im Verfahrensbereich Ortsbruststützung haben Baugrundkennwerte einen nur untergeordneten Einfluss gegenüber den Steuergrößen Stützdruck und Druckdifferenz (als Funktion aus Überlagerungshöhe und Grundwasserstand). Schwankungen über die Einsatzgrenzen hinaus wirken sich nachteilig auf die erreichbare Leistung oder Funktion der verwendeten Vortriebstechnik aus und sind damit potentiell in den Betriebsdaten erkennbar. Als Beispiel seien hier extrem hohe Durchlässigkeiten von einzelnen Schichten genannt, die zu Stützdruck- und Suspensionsverlusten führen können. Ganz besonders gravierende Auswirkungen haben Verschleiß- und Verklebungserscheinungen an Abbau- und Fördereinrichtungen einer TVM oder der Separationsanlage. Verschleiß und Verklebungen wirken sich immer nachteilig auf die Effektivität des Abbauprozesses aus und zeigen damit meist ganz deutliche Auswirkungen in den Betriebsdaten einer Vortriebsmaschine (in Extremfällen sogar bis zum Vortriebsstillstand). Ein ganz entscheidender Parameter für die erreichbare netto-abbauleistung einer Vortriebsmaschine (Effektivität des Abbaus) ist die Gefügefestigkeit, da diese direkt die benötigten Kräfte für den Bodenabbau beeinflusst (Abbauwiderstand) und zusätzlich Auswirkungen auf den Verschleiß der Abbauwerkzeuge hat (Abbau-Verschleiß). Bei bindigen Böden ist es vor allem die Konsistenz die einen wesentlichen Einfluss auf die Effektivität des Abbaus hat, da sie direkt den Abbauwiderstand beeinflusst und indirekt die Voraussetzungen für Verklebungen schafft. Die folgende Tabelle 2.7 zeigt eine Zusammenstellung von Baugrundkennwerten und die Zuordnung zu den vier Verfahrensbereichen Ortsbruststützung, Bodenabbau, Materialförderung und Separation sowie Ausbau. Jeder dieser 4 Verfahrensbereiche ist in irgendeiner Weise sensitiv für bestimmte Baugrundbedingungen. Das Erkennen dieser Baugrundkennwerte in

50 Ausbildung Filterkuchen; Eigenschaften Suspension Stützdruckberechnung Art und Anordnung der Abbauwerkzeuge (Abbau-) Verschleiß Verklebungen Art und Dimensionierung der Anlagen (Transport-) Verschleiß Verklebungen Tübbingbettung und Mörtelverpressung 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 50 den entsprechenden Betriebsdaten einer TVM (vgl. Tabelle 2.7) sollte demnach zumindest bei einem gestörten Prozessablauf (durch ein Abweichen von den optimalen Einsatzbedingungen) tendenziell möglich sein. Entgegen anderer Zusammenstellungen relevanter Kenngrößen wie z.b. in Anlage 2.1 in [DAUB, 2010] wird in Tabelle 2.9 bewusst auf Indexwerte aus sog. Verschleißtopfversuchen wie z.b. dem LCPC-Test verzichtet. Die Gründe hierfür werden in Kapitel 8 dieser Arbeit erläutert. Tabelle 2.7: Zusammenstellung relevanter (markiert mit X ) Baugrundkennwerte und Zuordnung zu den 4 Verfahrensbereichen für Hydroschildvortriebe im Lockergestein (in Anlehnung an [DAUB, 2010]) Ortsbruststützung Bodenabbau (Baufortschritt) Materialförderung und Separation Ausbau Grundwasserstand X X Kornverteilung (d 10, d 50, U, C) X X X X X X X X X Anteil Steine & Blöcke, max. Kantenlänge X X X X Druckfestigkeit (der zu zerkleinernden Komponenten) Feinkornanteil (<0,06 mm) X X X X X Tonanteil (<0,002 mm) X X X X X X Durchlässigkeit X X X Lagerungsdichte X X X X Porenzahl /-anteil X X X X Dichte / Dichte unter Auftrieb X Reibungswinkel X X

51 2 Tunnelbau im Hydroschildverfahren 51 Kohäsion X X Plastizitätszahl X X Konsistenzzahl X X Fließgrenze X X Ausrollgrenze X X Wassergehalt X X Tonmineralogie X X Petrographie; Mineralinhalt X X Scherfestigkeit X X X Kornform und Kornrundung X X Zerfallsbeständigkeit incl. Beurteilung des Rückstandes X X

52 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 52 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie In dem voran gegangenen Kapitel wurden die Grundlagen sowie die grundsätzlichen Einsatzbedingungen von Hydroschildmaschinen dargestellt. Um die vorliegende Arbeit möglichst nachvollziehbar zu gestalten, wird in dem nun folgenden Kapitel die Anwendung dieser Vortriebstechnik am Beispiel des Referenzprojektes Düsseldorf Wehrhahn-Linie aufgezeigt. Des Weiteren werden die eigenen Arbeiten zur Überprüfung und Verbesserung des vorhandenen Baugrundmodells beschrieben (Dokumentation der IST-Geologie). Der hohe Aufwand, der für die Dokumentation der tatsächlichen Baugrundbedingungen betrieben wurde war unerlässlich, um gesicherte Erkenntnisse für die spätere Analyse der Maschinendaten zu erhalten. 3.1 Projektbeschreibung Zur Verbesserung der Verkehrsinfrastruktur und der besseren Anbindung vor allem der östlichen und südlichen Innenstadtteile in Düsseldorf wurde der Bau einer neuen U-Bahn Strecke, der Wehrhahn-Linie, seit 1997 geplant und mit dem offiziellen Baubeginn am 28. November 2007 realisiert [1]. Die Herstellung der Tunnelröhre mit ca. 9,5 m Außendurchmesser erfolgte mit einer Hydroschildmaschine der Firma Herrenknecht (Abbildung 3.1). Abbildung 3.1: In Düsseldorf eingesetzte Hydroschildmaschine mit einem Schneidraddurchmesser von 9,49 m, Foto: [2]

53 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 53 Insgesamt wurde eine Strecke von 2,269 km Tunnel aufgefahren, die sich in 2 Teilabschnitte gliedert. Zuerst wurde der vom Startschacht Elisabethstraße im Stadtteil Bilk im Süden nach Norden bis zur Benrather Straße verlaufende Südast mit einer Länge von 1310 m aufgefahren und der Vortrieb am beendet (vgl. Abbildung 3.2). Nach dem Umsetzten der Maschine erfolgte der 959 m lange Vortrieb des Ostastes von der Heinrich-Heine-Allee, direkt neben dem Kaufhof an der Königsallee von Westen nach Osten, der mit dem Durchschlag, dem Erreichen der Zielbaugrube Am Wehrhahn am endete [2]. Abbildung 3.2: Lageplan der U-Bahn Strecke Wehrhahn-Linie [3] Der Ausbau der Tunnelröhre erfolgte mit Beton Fertigteilen (Tübbinge) die im Schutz des Maschinenschildes verbaut und deren Bettung im Baugrund mittels Mörtelverpressung durch 8 Lisenen im Schildschwanz gewährleistet wurde. Insgesamt wurden auf der Strecke Tübbinge verbaut, von denen jeweils 8 zu einem der 1518 kompletten Betonringe zusammengesetzt wurden [4]. Sowohl bei dem Vortrieb Südast als auch beim Ostast wurden neben dem jeweiligen Start- und Zielschacht je zwei weitere unterirdische Bahnhöfe hergestellt. Um den Verkehrsfluss in der Innenstadt möglichst wenig zu stören und die Beeinträchtigung von Anwohnern und Büros in der direkten Umgebung der Baustellen so gering wie möglich zu halten, wurden die Bahnhöfe in einer Deckelbauweise hergestellt. Dabei wurden zuerst nacheinander die mindestens 4 Seitenwände der zukünftigen Bahnhöfe von der Erdoberfläche aus als sog. Schlitzwände hergestellt. Diese reichen in Düsseldorf bis in eine Tiefe von 35 m und binden in stark wasserundurchlässige Bodenschichten (Tertiär) ein, um ein Zufließen von Grundwasser in die spätere Baugrube zu verhindern. Nach der Herstellung aller Schlitzwände und Stützpfeiler innerhalb der Baugrube wurde ein Betondeckel aufgesetzt, über den im Anschluss der Verkehr ungehin-

54 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 54 dert über die Baustelle hinweg fließen konnte. Der eigentliche Aushub der Baugrube erfolgte dann erst nach der Durchfahrt der Tunnelbohrmaschine und der Herstellung des Tübbingtunnels. Dabei wurde das anstehende Material in mehreren Ebenen abgetragen, um die Schlitzwände aus der Baugrube heraus ringsum zu verankern, wobei auch die hergestellte Tunnelröhre nach und nach freigelegt und abgebrochen wurde. Vor der Durchfahrt der TVM wurde das Grundwasser innerhalb der Baugruben abgesenkt Technische Daten der Tunnelvortriebsmaschine S-491 Bei der verwendeten Tunnelvortriebsmaschine handelt es sich um einen sog. Mixschild (Herstellerbezeichnung) oder Hydroschild (SM-V4) der Firma Herrenknecht. Charakteristisch für diesen Schildmaschinentyp ist die Stützung der Ortsbrust und der Abtransport des abgebauten Materials durch eine Suspension (vgl. Kapitel 2.2). Der Bohrdurchmesser des Schneidrades incl. Überschnitt durch die Kaliberdisken wird in den Konstruktionsplänen mit 9520 mm angegeben. Die Schildlänge des Doppelschildes bei ausgefahrenen Schildschwanzgelenkzylindern beträgt 9620 mm, bei eingefahrenen Zylindern 9420 mm. Die Gelenkzylinder stellen dabei eine flexible Verbindung zwischen dem vorderen und dem hinteren Schildsegment her und ermöglichen die Herstellung von Tunnelröhren mit engen Radien (Kurvenfahrten) trotz gleichzeitig großer Schildlänge (geschützter Arbeitsbereich). Der Bauherr gibt folgende Spezifikationen für das Projekt an [4]: Durchmesser Schildmaschine: 9,50 Meter Länge Schildschwanz: 9,50 Meter Länge Nachläufer: rund 55 Meter Gewicht Schild inklusive Schneidrad: 762 Tonnen Gewicht Schneidrad: 115 Tonnen Gewicht Nachläufer: 540 Tonnen Antrieb: elektrischer Ringantrieb, 11 Motoren mit einer Gesamtleistung von kw Gesamte installierte elektrische Leistung: kw Drehmoment Schneidrad: knm bei 1,7 U/min (max knm) Nominale Vortriebskraft: kn (max kn) Betriebsdruck der 28 Vortriebspressen: 325 bar (maximal 350 bar) Werkzeugbesatz: 27 Doppeldisken 17'', 172 Schälmesser, 16 Räumer Förderleistung: m³/h (max m³/h), ca. 28 m Förderhöhe Rohrleitung für Speise-/Förderleitung: Durchmesser 400 mm, Gesamtlänge rund Meter Rohrleitung Kühlwasser/Druckluft: Durchmesser 150 mm, Gesamtlänge Meter Aushub je Ring/Gesamtvolumen: 110 Kubikmeter/ Kubikmeter Einschaliger Tübbingausbau - System Schlussstein Benötigte Zahl von Tübbings: Tübbingbreite: 1,50 Meter Tübbingdicke: 0,45 Meter

55 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 55 Tübbinglänge: 4,00 Meter Gewicht eines Tübbings: 6,5 Tonnen Gewicht eines Ringes: 46,2 Tonnen Ringdurchmesser innen: 8,30 Meter Ringdurchmesser außen: 9,20 Meter benötigte Ringe für beide Vortriebe: Ringe ( Tübbings) Startschacht Bilk bis Benrather Straße: Meter Corneliusplatz bis Am Wehrhahn: 959 m 3.2 Geologische Verhältnisse In diesem Unterkapitel soll anhand vorhandener Literatur ein kurzer Überblick über die geologischen Verhältnisse im und um das Projektgebiet der Kernstrecke Wehrhahn-Linie gegeben werden, wobei der Fokus nach einer regionalgeologischen Übersicht und der stratigraphischen Einstufung auf ingenieurgeologische Aspekte wie Kornverteilungen, Schichtaufbau, Lagerungsverhältnisse und Mineralbestand der Niederterrassen des Rheins gelegt wird Regionalgeologischer Rahmen Das Stadtgebiet Düsseldorf gehört als Teil der Rheinebene zur Niederrheinischen Bucht, die sich von Norden her als Ausläufer der Norddeutschen Tiefebene bis etwa auf Höhe von Bonn in das Rheinische Schiefergebirge erstreckt und dieses in einen rechtsrheinischen Teil (Bergisches Land) und einen linksrheinischen Teil (Nordeifel) trennt. Als tektonische Senke begann die Niederrheinische Bucht im Oligozän entlang von großen NW- SE verlaufenden Bruchzonen einzubrechen und bildet heute ein sog. Schollenbruchgebiet innerhalb des Rheinischen Schiefergebirges ([Fliegel und Ahorner in: Klostermann, 1992]). Die Unterteilung erfolgt dabei in einen nördlichen Teil, die Niederrheinische Bucht und einen südlichen Teil, die Kölner Bucht. Insgesamt wird das Gebiet westlich und östlich durch verschiedene Bruchzonen begrenzt, die vor allem im Westen morphologisch deutliche Stufen ausbilden. Der Übergang im Osten zum Rheinischen Schiefergebirge ist eher durch ein kontinuierliches Ansteigen der Geländehöhe geprägt Stratigraphische Einstufung und Gliederung Die beginnenden, tektonisch bedingten Bewegungen, die zu einem kontinuierlichen Absinken der heutigen Rheinebene führten, begannen bereits im Tertiär vor rund 30 Millionen Jahren und dauern bis heute an. Gleichzeitig begannen in den angrenzenden Gebieten des Rheinischen Schiefergebirges Hebungen, die ebenfalls bis heute andauern. In den folgenden Jahrmillionen konnten durch die großen Ströme Rhein und Maas die sich bildende Senke aufgeschottert werden. Die Mächtigkeit der abgelagerten tertiären Sedimente werden heute je nach Standort mit 1000 bis 2000 m angegeben [Klostermann, 1992]. Mit Beginn des Quartärs vor ca. 2,6 Millionen Jahren änderte sich das Klima und es kam zu häufigen Wechseln zwischen Warm- und Kaltzeiten. Je nach klimatischen Verhältnissen war

56 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 56 auch die Höhe des Meeresspiegels häufigen Schwankungen unterworfen. Zusätzlich kam es durch Temperaturschwankungen zu einer stark zyklischen Wasserführung der Flüsse, die im Frühjahr besonders stark ausfiel, wodurch die Flüsse in der Lage waren sehr hohe Sedimentmengen zu transportieren. Die heutigen Hauptterrassen des Rheins und der Maas zeigen die meist grobklastischen Ablagerungen dieser Zeit. Während der jungpleistozänen Weichsel-Kaltzeit vor bis Jahren schnitten sich die Flüsse in die älteren Terrassenkörper der Hauptterrassen ein und schotterten die Ältere und Jüngere Niederterrasse auf [Hilden, 1988]. Stellenweise sind heute keine Sedimente der Hauptterrassen mehr vorhanden, so dass, wie im Raum Düsseldorf, die Niederterrassen direkt auf den tertiären Sedimenten aufliegen Die Niederterrassen des Rheins Die jungpleistozänen Ablagerungen der Niederterrassen des Rheins wurden im Laufe der Jahre in immer weitere Einheiten untergliedert, wobei verschiedene Bearbeiter unterschiedliche Grenzen zwischen den einzelnen Einheiten zogen und diese auch anders benannten. Mit den Arbeiten von [Ahrens, 1930] und [Quiring, 1931] wurde bereits 1930 / 31 eine Unterscheidung in eine ältere und eine jüngere Niederterrasse aufgrund der Bimsgeröllführung publiziert und nachgewiesen. [Thoste, 1974] beschrieb 1974 weitere Unterstufen der jüngeren Niederterrasse und führte ausführlich deren Inhalte und Erscheinungsformen aus. [Klostermann, 1992] verwies ebenfalls auf die Abgrenzung der älteren Niederterrasse durch ihre Bimsfreiheit entgegen der Bimsführung der jüngeren Niederterrasse. Weiterhin wurde darauf verwiesen, dass es bis dato nicht möglich sei, die Grenze zwischen der älteren Niederterrasse und noch älteren, durch die ältere Niederterrasse überlagerten Terrassen zu unterscheiden, da die Unterschiede im petrographischen Aufbau nicht ausreichend seien. Erst 1990 erfolgte durch [Schirmer, 1990] eine weitere Unterteilung der älteren Niederterrasse, wobei er eine neue Benennung einführte. So wurden die Sedimente der älteren Niederterrasse von [Schirmer, 1990] als NT2 und die Sedimente der jüngeren Niederterrasse als NT3 bezeichnet. Zusätzlich beschrieb [Schirmer, 1990] eine weitere, noch ältere Untereinheit, die er von den bis dato gängigen Gliederungen abtrennte und als NT1 bezeichnete. Eine ausführliche Beschreibung und Abgrenzung der drei Terrassenkörper auf Basis der Benennung durch [Schirmer, 1990] findet sich in der Arbeit von [Zouh, 2000] (vgl. Abbildung 3.3). Die charakteristischen Eigenschaften der NT2 und NT3 beschreibt [Zouh, 2000] wie folgt: Ältere Niederterrasse 2 (NT2) feinkiesiger Mittel- bis Grobkies mit Driftblöcken und Sandlagen, Sandanteil nimmt nach oben hin zu, generell gute Rundung der Schotter, stellenweise mit tonig schluffigem Lehm ausgefüllte Rinnen, völlig bimsgeröllfrei Jüngere Niederterrasse 3 (NT3) fein- bis mittelkiesiger Mittel- bis Grobsand - ein sandreicher Schotterkörper, große Menge an Laacher See-Bimsgeröllen, unterhalb der Entkalkungsgrenze treten Kalkkonkretionen im Schotterkörper der NT3 auf

57 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 57 NT2 NT3 Abbildung 3.3: Übersicht über das Projektgebiet Wehrhahn-Linie (Kernstrecke = rote Linie); Grenze (gelbe Linie) zwischen der jüngeren Niederterrasse (NT3) und der älteren Niederterrasse (NT2) an der Erdoberfläche; nachgezeichnet nach den Angaben von [Zouh, 2000], Foto: Google Earth Petrographischer Inhalt der Niederterrassen Als Äquivalenter Quarzgehalt (äqu, Angabe in %) wird der Anteil an verschleißscharfen Mineralen in einem Korngemisch verstanden, die nach der Rosival-Skala auf Quarz als Referenzwert bezogen werden [Prinz & Strauß, 2011]. Bei der Beschreibung muss also klar zwischen dem Äquivalenten Quarzgehalt und dem Quarzanteil oder der Quarzzahl unterschieden werden, die beide den tatsächlichen Quarzanteil angeben. [Vinken, 1959] beschreibt schwankende Quarzzahlen in der älteren Niederterrasse (NT2) im Süden der Niederrheinischen Bucht zw. 25 und 36 %. [Thoste, 1974] spricht von zunehmenden Quarzzahlen zwischen Bonn und Köln von 25 auf 32 %. Laut [Klostermann, 1984] steigt im Norden des Niederrheins der Quarzgehalt auf %, die rechtsrheinisch ca. 4-7 % geringer sind als linksrheinisch (alle Angaben aus [Klostermann, 1992]). Anhand der verschiedenen Beschreibungen lässt sich ein Trend erkennen, wonach der Quarzgehalt mit zunehmendem Transportweg (Entfernung zum Liefergebiet) zunimmt. Dabei wird jedoch meist nicht zwischen den Untereinheiten der Niederterrassen unterschieden. Lediglich [Vinken, 1959] beschreibt die jüngere Niederterrasse (NT3) als insgesamt etwas sandiger entwickelt als die ältere Niederterrasse (NT2). Die Quarzzahlen lägen aber in beiden Niederterrassen etwa zwischen % und es bestünde aus sedimentpetrographischer Sicht kein Unterschied [Vinken, 1959].

58 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 58 Eine Abgrenzung zu den älteren Terrassenkörpern findet sich in [Hilden, 1988]. Er beschreibt, dass sich die älteren Terrassen (Haupt- und obere Mittelterrasse) durch höhere Quarz- und Quarzitanteile von etwa %, gegenüber den jüngeren Terrassen (Untere Mittel- und Niederterrassen) mit rund % auszeichnen. Dafür enthielten die jüngeren Terrassenablagerungen mehr Sandsteine, Grauwacken und Tonsteine sowie junge Vulkanite [Hilden, 1988]. Insgesamt sprechen alle Autoren von ähnlichen Quarzanteilen (oder Quarzzahlen), die hier aber nicht als Äquivalenter Quarzgehalt oder Anteil an schleißscharfen Mineralen verstanden werden darf, sondern den tatsächlichen Anteil an Quarzgeröllen und Gangquarzen am Schotterkörper der unterschiedlichen Terrassen beschreibt. Aus ingenieurgeologischer Sicht, speziell bei der Fragestellung nach der Abrasivität und dem Verschleißpotential eines Bodens, ist die Aussage von [Hilden, 1988] besonders interessant, da er von Sandsteinen, Grauwacken und jungen Vulkaniten neben einem Quarzanteil von bis zu 50 % in den jüngeren Terrassenablagerungen spricht. Eine 1968 bei Wesel durchgeführte Zählung der Schotterkomponenten bestätigt diese Aussage. Es wurden 54 % Grauwacke, sandiger Tonschiefer und Quarzit, 31 % Gangquarz und Kieselschiefer, 10 % Melaphyr, Porphyr und Granit sowie 5 % rote Sandsteine (Buntsandstein) dokumentiert (in [Klostermann, 1992]). Für den gesamten Schotterkörper der Niederterrasse bedeutet dies, dass von einem Äquivalenten Quarzgehalt (äqu) von deutlich über 50 % ausgegangen werden muss, so dass ein gewisses Verschleißpotential für einen maschinellen Tunnelvortrieb gegeben sein dürfte [Thuro & Käsling, 2009]. 3.3 Vorhandenes Baugrundmodell Baugrundgutachten Wehrhahn-Linie Die Unterlagen des als Referezprojekt zur Verfügung stehenden U-Bahn Baus Düsseldorf Wehrhahnlinie, Los 1, wurden im Januar 2011 von der Projektleitung des Auftragnehmers Bilfinger Berger an die Arbeitsgruppe Ingenieurgeologie der Ruhr Universität Bochum übergeben. Bestandteil der Unterlagen waren u.a. die von der Ingenieurgemeinschaft Baugrund Wehrhahn-Linie (IBW), bestehend aus den Firmen CDM Bochum und ELE (Erdbaulaboratorium Essen) im Jahr 2006 angefertigten Berichte über Baugrund- und Altlastenuntersuchungen [IBW, 2006a] und der Tunnelbautechnische Bericht [IBW,2006b] mit zahlreichen Anlagen zu durchgeführten Felduntersuchungen entlang der Kernstrecke der geplanten Tunnelvortriebe und Bahnhöfe. Die in diesem Bericht aufgeführten bodenmechanischen Kennwerte wurden in der 1. und 2. Erkundungsstufe ermittelt (1. Erkundungsstufe März bis Juli 2001; 2. Erkundungsstufe März bis Juli 2003). Dabei wurden folgende Felduntersuchungen ausgeführt: Bohrungen nach DIN 4021 bis max. 32 m unter GOK, Greiferbohrungen bzw. Bohrungen im Trockenbohrverfahren nach DIN 4021 bis max. 35,2 m unter GOK, schwere Rammsondierungen (DPH) nach DIN 4094 bis max. 15 m unter GOK und Bohrsondierungen nach DIN 4021 bis max. 10,5 m unter GOK. Die Summe der Erkenntnisse aus den durchgeführten Feld- und Laboruntersuchungen an dabei gewonnenen Bodenproben, sowie die Ergebnisse aus früheren Untersuchungen aus den Jahren 1973, 1974 und 1980 wurden in einem geologischen Längsschnitt und der graphischen

59 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 59 Darstellung von Bohr- und Sondierprofilen zusammengefasst und als Anlage A.2 dem Gutachten beigefügt. Aus den Anlagen A bis A des Baugrundgutachtens [IBW, 2006a] und dem Tunnelbautechnischen Bericht [IBW, 2006b] geht hervor, dass der Vortrieb des Tunnels ausschließlich in den Hoch- und Niederterrassen des Rheins verlaufen soll (Abbildung 3.4). Diese quartären Schotter stellen in Form von fluviatilen Kies- und Sandablagerungen ohne größere Feinkornanteile bei Betrachtung der Stratigraphie einen homogenen Baugrund dar, der im Hangenden durch anthropogene Auffüllungen oder Hochflutlehm und im Liegenden durch tertiäre Sande begrenzt wird. Bei genauerer Betrachtung der Bohrprofile wird jedoch mit dem ersten Blick die tatsächliche Inhomogenität dieser quartären Flussablagerungen deutlich. Trotz der relativ hohen Anzahl zur Verfügung stehender Bohrprofile und der teilweise relativ nahe beieinander liegender Ansatzpunkte gelang es nicht, einzelne Horizonte über Entfernungen von mehreren 10er Metern in verschiedenen Bohrungen zu verfolgen. Abbildung 3.4: Ausschnitt aus dem geologischen Längsschnitt, Anlage A des Baugrundgutachtens [IBW, 2006a] Da es sich bei den Ablagerungen um Flusssedimente des Rheins handelt, die durch sich ändernde Sedimentationsmillieus immer wieder aufgearbeitet und umgelagert, teilweise sicherlich auch durch neue Fließrinnen eingeschnitten wurden, ist es nicht verwunderlich, dass einzelne Horizonte auskeilen, die Mächtigkeiten variieren oder innerhalb weniger 10er Meter sich eine völlig andere Verteilung der Komponenten innerhalb einer Tiefenlage zeigt. Eine zuverlässige Aussage über die genauen bodenmechanischen Verhältnisse innerhalb einzelner Vortriebsabschnitte war somit nicht möglich und die Beschreibung des Baugrundes blieb auf idea-

60 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 60 lisierte Homogenbereiche mit der Angabe von Kennwerten innerhalb unterschiedlich großer Schwankungsbreiten und der Angabe von charakteristischen Mittelwerten beschränkt (siehe Tabelle 3.1). Tabelle 3.1: Zusammenstellung der gemittelten bodenmechanischen Kennwerte (Rechenwerte), relevante Bodenarten für den Großteil der Vortriebe sind hervorgehoben; verändert/ergänzt aus [IBW, 2006a] Auf die mittels schwerer Rammsondierungen (DPH) bis in Tiefen von max. 15 m u GOK ermittelten Lagerungsdichten für die quartären Schotter (Niederterrassen des Rheins Schicht C) wird ebenfalls in Form der Angabe von Schwankungsbreiten wie folgt eingegangen: Insgesamt ist von einer teilweise lockeren bis überwiegend mitteldichten bis dichten und örtlich sehr dichten Lagerung - und damit typisch für die quartären Terrassensedimente - auszugehen. (Gutachten S. 49)

61 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 61 Zusätzlich wurden Standard Penetration Tests (SPT) ausgeführt, deren Ergebnisse ein sehr ähnliches Bild für die Terrassensedimente in Tiefen > 10 m zeigen: Die ab einer Tiefe von 10 m unter Geländeoberkante ausgeführten SPT zeigen wie die Ergebnisse der DPH überwiegend eine mitteldichte bis dichte und örtlich sehr dichte Lagerung. (Gutachten S. 49) Die Durchlässigkeit der quartären Sedimente im Bereich der Trasse Wehrhahn-Linie wird im Baugrundgutachten folgendermaßen beschrieben: Als Anhaltswert für die Durchlässigkeit des Grundwasserleiters kann bei näherungsweise unterstellten isotropen Durchlässigkeitsverhältnissen eine mittlere Bandbreite für Sande von k = 10-3 bis 10-5 m/s und für Kiese zwischen k = 10-2 und 10-3 m/s, ein gemittelter Wert für den Aquifer bei etwa 4 x 10-3 m/s (Erfahrungswert) angegeben werden. (Gutachten S. 55) Zusätzliche Informationen Neben dem für den Bau der Wehrhahn-Linie erstellten Baugrundgutachten standen zur ersten Abschätzung der Baugrundverhältnisse im Düsseldorfer Untergrund die Ingenieurgeologische Karte, Blatt 4706 [1982] zur Verfügung. Zusätzlich wurden beim Geologischen Dienst NRW die Bohrprofile von 27 Bestandsbohrungen angefordert und ausgewertet, die in unmittelbarer, bzw. näherer Umgebung der geplanten Vortriebsstrecken abgeteuft wurden. 3.4 Beurteilung der Informationen und Bewertung / Überprüfung Baugrundmodell Aus allen zur Verfügung stehenden Informationen konnte ein Baugrundmodell der zu erwartenden großräumigen Bedingungen entwickelt werden. Eine detaillierte Aussage zu kleinräumigen, lokalen Verhältnissen war nur aus der Auswertung einzelner Bohrprofile möglich und dies auch nur punktuell an den jeweiligen Ansatzpunkten. Die Verhältnisse auf der Strecke bis zum nächsten Bohrpunkt mussten interpoliert werden, was in den allermeisten Fällen aufgrund stark variierender Schichtfolgen in den Bohrprofilen nicht möglich war. Insgesamt zeigte sich aber ein typisches Bild von Flussterrassensedimenten mit einer charakteristischen, grobkörnigen Kornverteilung, geringen bindigen Anteilen und wechselnden Lagerungsverhältnissen. Mit diesen Eigenschaften entspricht der Baugrund exakt dem Einsatzbereich für Hydroschildmaschinen (SM-V4). Da so gut wie keine bindigen Anteile im Baugrund beschrieben werden, stellte sich von Anfang an nicht die Frage nach möglichen Verklebungen, wohl aber nach möglichem Verschleiß als zweite relevante Störgröße bei maschinellen Tunnelvortrieben. Die im Gutachten enthaltenen Beschreibungen des Baugrundes lassen keine Bewertung der Abrasivität bzw. des Verschleißpotentials der Lockergesteine zu. Es wurden keine Angaben zu Kornform oder Eckigkeit der Komponenten gemacht. Auch der äquivalente Quarzgehalt wurde im Zuge der Erkundungs- und Planungsphase nicht bestimmt. Lediglich die in der Fachliteratur zum Thema Quartär der Niederrheinischen Bucht zur Verfügung stehenden Informationen lassen vermuten, dass äquivalente Quarzgehalte von mehr als 50 % wahrscheinlich sind (vgl. Kapitel 3.2.4).

62 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie Eigene Arbeiten Profilaufnahmen Im Zuge der Aushubarbeiten wurden zwischen Januar 2011 und August 2012 insgesamt 44 Baustellenbegehungen durchgeführt und die geologischen Verhältnisse innerhalb der 4 Bahnhofsbereiche Kirchplatz (KIP), Graf-Adolf-Platz (GAP), Jan-Wellem-Platz (JWP) und Jacobistraße (JAC) dokumentiert (vgl. Abbildung 3.2). Neben der genauen Lokalisierung von Schichtgrenzen innerhalb der Baugruben, einer ausführlichen Fotodokumentation (siehe Anhang B.8) und der Beschreibung des anstehenden Materials (Ansprache vor Ort und labortechnische Charakterisierung, vgl. Anhänge B) wurden auch eventuell vorkommende Besonderheiten dokumentiert und vermerkt. Detaillierte Beschreibungen zur Ausbildung des Ringspaltes und der Ringraumverfüllung finden sich im Anhang dieser Arbeit (vgl. Anhang A1) Probenahmen und Laboruntersuchungen Bei der Dokumentation der geologischen Verhältnisse wurden insgesamt 112 Proben aus dem anstehenden Material im direkten Umfeld der Tunnelröhre entnommen und zur weiteren Analyse im Labor gesichert. Zusätzlich zu den selbst entnommenen Proben aus den Bahnhofsbereichen wurden vortriebsbegleitend zu den beiden Vortrieben gemeinsam durch Vertreter von Bauherr und Baufirma insgesamt 93 Proben aus der Separationsanlage entnommen und der Arbeitsgruppe Ingenieurgeologie zur Durchführung von Laboruntersuchungen zur Verfügung gestellt. Sämtliche entnommenen Proben wurden im Labor untersucht. Von allen Proben wurde die Kornverteilung mittels Trockensiebung nach DIN ermittelt (vgl. Abbildung 3.5). An zwei Proben konnte zusätzlich eine Schlämmanalyse für die Korngrößen < 0,063 mm durchgeführt werden. Aus den Ergebnissen ließen sich für jede Probe Kennwerte wie die Ungleichförmigkeitszahl oder der mittlere Korndurchmesser d 50 ableiten. Die Benennung der Bodenart erfolgte nach DIN entsprechend der Ergebnisse der Korngrößenanalyse. Abbildung 3.5: Exemplarische Darstellung aller Sieblinien der entnommenen Proben aus der Baugrube Graf-Adolf-Platz, Vortrieb Südast

63 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 63 Zusätzlich konnte durch die Auswertung der Kornverteilungskurven indirekt auf den Durchlässigkeitsbeiwert k f der beprobten Schichten geschlossen werden. Hierzu wurden die Verfahren nach Hazen, Beyer und Seiler verwendet (zusammengefasst in [Lang, 2008]). Soweit es die Korngrößenverteilung zuließ wurden mit der Gesamtprobe Rahmenscherversuche (DSR) zur Ermittlung des Reibungswinkels nach DIN : durchgeführt. Für die Proben, in denen Material > 2 mm vorhanden war, wurde die Kornfraktion < 2 mm abgetrennt (durch Siebung) und nur dieses Material für den Rahmenscherversuch verwendet. Insgesamt konnten so in 74 Versuche die Reibungswinkel bestimmt werden. An insgesamt 17 Separationsproben, verteilt über die gesamte Vortriebsstrecke, wurde im Auftrag der ausführenden Baufirma für die Fraktion > 2 mm durch Auszählung die Kornform, die Eckigkeit der Körner und der petrographische Inhalt bestimmt. Zusätzlich wurde an 6 Proben der Gesamtmineralbestand durch röntgendiffraktometrische Untersuchungen an der Fraktion < 2 mm bestimmt. Bei drei weiteren Proben wurde für diese Untersuchung die Gesamtprobe verwendet. Diese Untersuchungen wurden an der TU Graz durchgeführt. An insgesamt 23 Proben wurden Untersuchungen der Abrasivität mittels dem sog. LCPC-Test [AFNOR, 1990] durchgeführt. Da für diesen Test und auch das Testgerät eine französische Prüfnorm vorliegt, wurde das Gerät entsprechend den Vorgaben gebaut und in Betrieb genommen (Abbildung 3.6). Insgesamt wurden 15 Proben aus den Bahnhofsbereichen und 8 Proben aus der Separationsanlage mit diesem Test untersucht. Abbildung 3.6: LCPC-Testgerät

64 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie Rammsondierungen Des Weiteren konnten insgesamt 83 Sondierungen mit der leichten Rammsonde DPL-5 nach DIN 4094, zwischen 2 und 6 m Tiefe im direkten Umfeld der Tunnelröhre innerhalb der vier Bahnhöfe ausgeführt werden und so eine sehr genaue Kenntnis über die Lagerungsverhältnisse der anstehenden, grobkörnigen Lockergesteine gewonnen werden (Abbildung 3.7). Die dabei bestimmten Schlagzahlen zeigten meist plausible Werte und oft gute Korrelationen zu geologischen Profilen und lassen somit Rückschlüsse auf die Lagerungsdichte der verschiedenen Schichten zu. Abbildung 3.7: links: Rammsondierung im direkten Umfeld der Tunnelröhre; rechts: exemplarische Darstellung der Ergebnisse Kieswerke im Umland Um ein Gefühl für die horizontale Ausdehnung und die Ausbildung einzelner Schichten zu bekommen, wurden sieben verschiedene Kieswerke im direkten Umland von Düsseldorf angefahren und die Verhältnisse dokumentiert. Abbildung 3.8 zeigt eine Übersicht über die besuchten Abbaue.

65 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 65 Abbildung 3.8: besuchte Kiesgruben im Düsseldorfer Umland (rote Linie markiert die Kernstrecke der Wehrhahn-Linie, vgl. Abbildung 3.3), Foto: Google Earth Insgesamt konnten die Verhältnisse in zwei Tagebauen im Bereich der Mittelterrasse auf der linksrheinischen Seite (Readymix-Kies GmbH und Straberg-Kies GmbH) und ein Kieswerk in der jüngeren Niederterrasse (NT3, vgl. Kapitel 3.2.3) auf der rechtsrheinischen Seite (Kiesgrube Baumberg - Hülskens GmbH & Co. KG, Werk Monheim) dokumentiert werden. Alle anderen Kieswerke waren zum Zeitpunkt der Anfahrt bereits nicht mehr in Betrieb oder es wurde der Zutritt verweigert. Anhand der aufgeschlossenen Schichten konnte ein sehr guter Einblick bzw. eine gute Übersicht über die tatsächliche, großräumige Ausdehnung einzelner Schichten gewonnen werden. Im kleineren Maßstab waren aber auch lokale Variationen wie z.b. Rinnenstrukturen oder ein Auskeilen einzelner Horizonte sehr gut erkennbar (Abbildung 3.9).

66 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 66 Abbildung 3.9: oben links: Kieswerk Baumberg (Höhe der Wand etwa 8 m); oben rechts und unten: Kieswerk Readymix-Kies GmbH 3.6 Verbesserung des Baugrundmodells Korngrößenverteilung auf der Gesamtstrecke Um die Korngrößenverteilung entlang der Tunnelstrecke zu verifizieren, wurden die Ergebnisse der Siebungen der übergebenen Separationsproben mit den Angaben des Baugrundgutachtens verglichen. Hierzu mussten zuerst die Bohrprofile entlang der Tunnelstrecke identifiziert und die Höhenlage des Tunnels in den jeweiligen Bohrprofilen eingezeichnet werden. Aus der höhenmäßigen Lage der eingetragenen Bodenarten konnte der jeweilige Anteil einer Schicht am Tunnelquerschnitt berechnet werden und daraus im Anschluss eine Gesamtkornverteilung für die komplette Ortsbrust. Bei diesem Schritt wurden sämtliche Schichtgrenzen als horizontal angenommen und in den Querschnitt gelegt, weshalb auch nur Bohrungen mit einem Abstand zur Tunnelachse von maximal 20 m berücksichtigt wurden. Daraus ergibt sich eine gewisse Unschärfe, die aber auch bei leicht geneigten Schichtgrenzen gering ist. Zusätzlich musste aus den Angaben der Bodenarten in den Bohrprofilen eine mittlere Kornverteilung angenommen

67 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 67 werden, da nur vereinzelt Sieblinien von entnommenen Proben zur Verfügung standen. Aus der Angabe S/G wurde entsprechend eine Verteilung von 50 % Sand und 50 % Kies für die Schicht angenommen. Bei der Angabe S, g entsprechend 80 % Sand, 20 % Kies, für den Zusatz schwach 5 %, für stark 35 % und für sehr schwach 2 %. Aus der Angabe G, s*, x, u ergibt sich somit beispielsweise eine Kornverteilung von 43 % Kieskorn, 35 % Sandkorn, 20 % Steinen und 2 % Schluffkorn für diese Schicht. Abbildung 3.10: beispielhafte, schematische Darstellung der Ableitung einer Kornverteilung für die gesamte Ortsbrust aus einem Bohrprofil Aus diesen Angaben konnte entlang der gesamten Tunnelstrecke eine Korngrößenverteilung für die jeweilige Ortsbrust abgeleitet werden (Abbildung 3.10) die in Form des Anteils an Komponenten < 2 mm in Abbildung 3.11 dargestellt ist. Des Weiteren sind in der Abbildung in gleicher Weise die Ergebnisse der Siebungen der Proben aus der Separationsanlage dargestellt. Diese repräsentieren ebenfalls eine ungefähre Kornverteilung für die gesamte Ortsbrust und können somit gut mit den abgeleiteten Werten aus den Bohrungen verglichen werden.

68 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 68 Abbildung 3.11: Vergleich der Korngrößenverteilung von Gutachten- und Analysewerten der Separationsproben Abbildung 3.12: Ungleichförmigkeitszahl U aus den Siebanalysen Trotz einer gewissen Streuung der Werte zeigt der Vergleich eine verblüffend gute Übereinstimmung. Auch ist deutlich zu erkennen, dass die Anteile an Komponenten < 2 mm auf dem Vortrieb Südast (Ring 0 bis 860) deutlich höher liegen als auf dem Vortrieb Ostast (Ring 1000 bis 1680). Diese Aussage deckt sich gut mit den von [Zouh, 2000] beschriebenen höheren Sandanteilen der jüngeren Niederterrasse NT3 (Südast) gegenüber der älteren Niederterrasse NT2 (Teile vom Ostast). Die Sortierung (Ungleichförmigkeitszahl U, Abbildung

69 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie ) des Materials von der Separationsanlage zeigt auf dem Südast geringere Werte (besser sortiert) als auf dem Ostast. Weder in den Bohrungen noch in den Separationsproben oder bei der Dokumentation der Bahnhöfe wurden nennenswerte Anteile an bindigem Material dokumentiert. Vereinzelt traten z.b. im Bahnhof Jan-Wellem-Platz dünne Schlufflagen auf, die allerdings nur wenige cm dick waren und eine geringe Ausdehnung von wenigen 10er cm zeigten (Abbildung 3.13, oben links). Abbildung 3.13: oben links: dünne Schlufflage, oben rechts: gut sortierte Sande; Mitte links: schlecht sortierte Kies-Sand-Gemische; Mitte rechts: gut sortierter Kies; unten links: Kies-Sand Gemisch, steinig; unten rechts: vereinzelte Blöcke

70 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 70 Abbildung 3.14: charakteristischer Baugrundaufbau in Düsseldorf beim Vortrieb Wehrhahn- Linie; Abfolge verschiedener Bodenarten mit je wenigen 10er cm Mächtigkeit Insgesamt zeigen nahezu alle untersuchten Proben ein ähnliches Kornspektrum, wobei sich bei den in-situ Proben 2 verschiedene, typische Sieblinien für die Terrassenschotter unterscheiden lassen. Einerseits traten relativ gut sortierte Sande auf (enggestufte Mittel- bis Grobsande (SE), mit U < 6), andererseits wurden oft weitgestufte bzw. intermittierend gestufte, schlecht sortierte Kies-Sand Gemische angetroffen (SW, GW, mit U 6).

71 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 71 Abbildung 3.15: links oben: Sieblinien aller entnommenen Proben Bhf. Kirchplatz (einzelne Schichten), rechts oben: Bhf. Jacobistraße; links unten: Bhf. Jan-Wellem-Platz; rechts unten: Sieblinien aller Proben aus der Separationsanlage (Mischproben der gesamten Ortsbrust) Bei der Betrachtung der Kornverteilung der Gesamtproben (Separationsproben gesamte Ortsbrust) stellt sich durch die immer ähnlichen Anteile der unterschiedlichen Schichten an der Ortsbrust eine, bis auf wenige Ausnahmen, sehr homogene Gesamtkornverteilung über den gesamten Vortrieb ein (Abbildung 3.15, rechts unten) Petrographischer Inhalt Auch die Auswertung der petrographischen Analysen zeigt ein sehr konstantes Bild über die gesamte Vortriebsstrecke. Die Auszählung der Komponenten > 2 mm erbrachte Anteile von über 90 % Quarzgeröllen, Sandsteinen und Grauwacken. Zusätzlich kamen vereinzelt Magmatite, Kieselschiefer, Feuerstein und Hornstein vor. In einer der 17 untersuchten Proben wurde Karbonat nachgewiesen. Insgesamt sechs röntgendiffraktometrische Untersuchungen der Fraktion < 2 mm an der TU Graz ergaben in allen Fällen zwischen 83 und 94 % Quarz. Bei drei weiteren Untersuchungen wurde die Gesamtfraktion analysiert. Es wurden Anteile zwischen 89 und 92 % Quarz bestimmt Scherparameter / Auswertung Scherversuche Die durchgeführten 74 Rahmenscherversuche zeigen ebenfalls sehr gleichmäßige Eigenschaften der untersuchten Proben. Die ermittelten Reibungswinkel liegen in einem Bereich von 24,5 bis 38,3 mit einem deutlichen Maximum an Werten zwischen 30 und 35. Das Histogramm in Abbildung 3.16 zeigt die Häufigkeitsverteilung.

72 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 72 Abbildung 3.16: Häufigkeitsverteilung der Ergebnisse der ermittelten Reibungswinkel der Kornfraktion < 2 mm Lagerungsdichte / Auswertung Rammsondierungen (Vergleich mit Standard Penetration Tests- SPT) Um eine Übersicht über die Lagerungsdichte entlang der gesamten Tunneltrasse zu erhalten, wurden die SPT Ergebnisse ähnlich den Bohrungen entlang der Trasse identifiziert und ausgewertet (Achsabstand maximal 25 m). Hierzu wurden die meist 3 bis 4 Ergebnisse in einer Tiefe von 10 bis 20 m unter GOK (auf der Höhe des Tunnelquerschnitts) ausgewertet und aus ihnen ein Mittelwert gebildet. Zusammen mit der Station der Bohrung an der Tunneltrasse konnte so ein repräsentativer Wert dargestellt werden. Die Umrechnung der Schlagzahl N 30 aus dem SPT in eine Lagerungsdichte erfolgte nach DIN Da sämtliche Tests in der Erkundungsphase unterhalb des Grundwasserspiegels erfolgten, wurden die Ergebnisse erst auf Werte über Grundwasser umgerechnet (vgl. Tabelle 3.2). Tabelle 3.2: Vergleich von Schlagzahlen aus SPT N 30 über und im Grundwasser bei weitgestuften Kies-Sand-Gemischen (GW) mit U 6 [aus: DIN : , Bild B.1, Seite 15]

73 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 73 Anschließend konnten mit Hilfe der Vorgaben in Tabelle 3.3 aus den Schlagzahlen N 30 über Grundwasser die Lagerungsdichte für grobkörnige Böden mit einer Ungleichförmigkeitszahl 6 abgeleitet werden. Tabelle 3.3: Vergleich von Schlagzahlen aus SPT N 30 und der Lagerungsdichte über dem Grundwasser bei grobkörnigen Böden (SW, GW) mit U 6 [aus: DIN : , Bild B.5, Seite 19], (Anm.: SW, GW - nicht SW, Grundwasser ) Insgesamt konnte so eine Verteilung entlang der Trassenachse abgeleitet werden. Diese ist in Abbildung 3.17 dargestellt (1 gemittelter Wert pro Bohrung). Abbildung 3.17: gemittelte, berechnete Lagerungsdichte aus den Ergebnissen der Standard Penetration Tests aus dem Gutachten [IBW, 2006a], aufgetragen gegen die Tunnelstrecke

74 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 74 Wie im Gutachten beschrieben zeigt sich eine meist mitteldichte bis dichte Lagerung der grobkörnigen Böden, wobei sich aber geringe Unterschiede in der Lagerungsdichte zwischen Süd- und Ostast andeuten. Bei der Auswertung der selbst durchgeführten Rammsondierungen innerhalb der Bahnhofsbereiche wurden die oberen 30 cm einer jeden Sondierung nicht beachtet (mögliche Auflockerung). Die übrigen Schlagzahlen je 10 cm Eindringtiefe (N 10 ) wurden für jeden Bahnhof in einer Häufigkeitsverteilung ausgewertet (Abbildung 3.18). Da es weder in der DIN noch in der seit 2005 gültigen DIN EN ISO eine Umrechnung für Ergebnisse der leichten Rammsonde DPL-5 in eine Lagerungsdichte gibt (für schlecht sortierte Kies-Sand- Gemische), ist ein verbaler Vergleich zu den Angaben im Gutachten schwierig. Lediglich für gut sortierte Sande gibt es eine solche Umrechnung (DIN : , Bild E.6, Seite 30). Da es sich bei dem Düsseldorfer Baugrund aber bei etwa der Hälfte des Materials um weitgestufte Kies-Sand-Gemische mit U 6 handelte, wird diese Umrechnung hier nicht verwendet sondern es werden nur die tatsächlichen Schlagzahlen dargestellt. Abbildung 3.18: Häufigkeitsverteilung der Schlagzahlen pro 10 cm Eindringtiefe (DPL-5) für alle vier Bahnhofsbereiche In dieser Darstellung ist der Unterschied zwischen Südast (Kirchplatz und Graf-Adolf-Platz) und Ostast (Jan-Wellem-Platz und Jacobistraße) ebenfalls zu erkennen. Allerdings lassen sich hier nur die leicht erhöhten Schlagzahlen vor allem im Bereich Jacobistraße (Ende Vortrieb Ostast) gegenüber den Ergebnissen der Bahnhöfe auf dem Südast erkennen. Eine verbale Beschreibung der Lagerungsdichte ist aufgrund der fehlenden Umrechnung nicht möglich. Besonders auffällig sind allerdings die Vielzahl von Werten > 60 Schlägen in den beiden Bahnhöfen auf dem Ostast. Diese Werte deuten entweder auf Schichten mit sehr dichter

75 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 75 Lagerung hin oder aber sie sind ein Indiz für den vergleichsweise hohen Grobkies- und Steinanteil gegenüber dem Südast (vgl. Kapitel 3.6.1), der das Eindringen der Sondenspitze stellenweise behinderte Durchlässigkeitsbeiwerte Durch die Auswertung von Korngrößenanalysen kann indirekt auf die Durchlässigkeit der Schichten geschlossen werden. In [Lang, 2008] findet sich eine ausführliche Zusammenstellung verschiedener Berechnungsmethoden. Bei den eigenen Auswertungen wurden die Methoden nach Hazen, Beyer und Seiler verwendet. Bei allen diesen Methoden wird anhand des wirksamen Korndurchmessers (d 10 bzw. d 25 ) und der Ungleichförmigkeitszahl U einer Bodenprobe ein Durchlässigkeitsbeiwert k f in [m/s] berechnet. Die Anwendbarkeit der unterschiedlichen Berechnungsverfahren (der jeweilige Gültigkeitsbereich) ist dabei abhängig von den Eingangswerten. Diese sind in Tabelle 3.4 zusammengestellt. Tabelle 3.4: Zusammenstellung der Bedingungen für die Anwendung der indirekten Methoden zur Bestimmung der Durchlässigkeit nach Hazen, Beyer und Seiler (zusammengefasst in [Lang, 2008]) d 10 Hazen Beyer Seiler ohne Einschränkung 0,06 mm - 0,6 mm d 10, nur Sand und Kies d 25, nur Sand und Kies U (d 60 / d 10 ) Lagerungsdichte k.a. mitteldicht k.a. Temperatur Korrekturfaktor ca. 10 C k.a. Aus den Ergebnissen der Siebanalysen der entnommenen Proben aus dem anstehenden Boden innerhalb der Bahnhofsbereiche konnten so 104 Durchlässigkeitsbeiwerte berechnet werden. Für Bodenproben, deren Ergebnis im Geltungsbereich zweier Berechnungsverfahren lag (z.b. für U < 5), wurde aus beiden Ergebnissen ein Mittelwert gebildet. Abbildung 3.19 zeigt die Häufigkeitsverteilung der Ergebnisse für die jeweiligen Bahnhofsbereiche.

76 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 76 Abbildung 3.19: Häufigkeitsverteilung der berechneten Durchlässigkeitsbeiwerte für die vier Bahnhofsbereiche Korngrößenverteilung und Lagerungsverhältnisse innerhalb der Bahnhöfe Um die geologischen Verhältnisse innerhalb der Baugruben möglichst genau erfassen zu können, wurde versucht, aus den aufgenommenen Profile und Rammsondierungen, entsprechende Längsschnitte zu erstellen. Durch den nicht immer konstanten Abstand zur Tunnelröhre musste die Lage einzelner Profile in den 2-D Längsschnitten interpoliert werden, was geringe Schwankungen in der genauen Höhenlage ausmachte (Schichtgrenzen meist leicht geneigt und nicht horizontal). Trotz der Vielzahl an Baustellenbesuchen war es aber schlussendlich nicht möglich, für alle Bahnhöfe vollständige Schnittkonstruktionen zu erstellen, da die Abstände zwischen den einzelnen Aufnahmen zu groß waren und der Verlauf von Schichtgrenzen über diese Distanzen nicht nachverfolgt werden konnten. Durch den lagenweisen Aushub der Baugruben konnten allerdings in vielen Bereichen nahezu vollständige Profile über die gesamte Höhe der Tunnelröhre dokumentiert werden. Durch die Interpolation der Schichtgrenzen über den Tunnelquerschnitt konnten dann die jeweiligen Ortsbrustanteile der unterschiedlichen Schichten näherungsweise bestimmt werden (Abbildung 3.20).

77 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 77 Abbildung 3.20: schematische Darstellung der Interpolation der Schichtgrenzen aus dokumentierten geologischen Profilen über die Ortsbrust, Graf-Adolf-Platz, Blick in Vortriebsrichtung, 62,5 m bis zur Nordwand Für den Bahnhof Graf-Adolf-Platz ergab die Dokumentation der Verhältnisse ein nahezu vollständiges Bild mit einem regelmäßigen Schichtaufbau, der sich in bis zu acht verschiedene Schichten mit teils stark unterschiedlichen Eigenschaften gliedert. Für jede Schicht konnten aus den Untersuchungen der entnommenen Bodenproben Angaben zu Kornverteilung und daraus folgend der Bodenart gemacht werden. Zusätzlich zu den Kennwerten, die direkt aus der Kornverteilung abgeleitet werden (d 10, d 50, U, C), wurde auch die Durchlässigkeit nach den Verfahren von Bayer, Hazen oder Seiler berechnet. Aus den Ergebnissen der Rammsondierungen konnten mittlere Schlagzahlen je 10 cm Eindringtiefe für fünf der acht Schichten abgeleitet werden. Zusammen mit den Angaben zum jeweiligen Ortsbrustanteil der Schichten an einer bestimmten Station (Interpolation der Schichtgrenzen über den Tunnelquerschnitt), konnte so ein Mittelwert für die verschiedenen Kennwerte berechnet werden. Zusätzlich wurden jeweils auch die Minimal- und Maximalwerte eines jeden Kennwertes vermerkt. In gleicher Art und Weise erfolgte die Auswertung der restlichen drei Bahnhöfe, wobei aber teilweise große Bereiche wegen einer zu geringen Aufnahmedichte nicht ausgewertet werden konnten. Die vorhandenen Daten zeigen jedoch einen sehr regelmäßigen und gleichartigen Aufbau des Baugrundes über die gesamte Vortriebsstrecke.

78 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 78 Abbildung 3.21: gemittelte, berechnete Kennwerte für die gesamte Ortsbrust, Bahnhof Graf- Adolf-Platz

79 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 79 Die Diagramme in Abbildung 3.21 zeigen die sehr geringe Variation der Kennwerte bei Betrachtung der gesamten Ortsbrust. Anders verhält es sich, wenn die Schichten einzeln betrachtet werden. Nachstehende Tabelle 3.5 zeigt die Zusammenstellung von Minimal und Maximalwerten der betrachteten Kennwerte im Bahnhof Graf-Adolf-Platz. Tabelle 3.5: Minimal- und Maximalwerte für die betrachteten Parameter, Bhf. Graf-Adolf-Platz min max Gew.-% der Fraktion < 2 mm (aus Siebanalysen) mittlerer Korndurchmesser d 50 [mm] (aus Siebanalysen) Ungleichförmigkeit U (aus Siebanalysen) Reibungswinkel, Fraktion < 2 mm [ ] (aus Scherversuchen) Schlagzahl (N 10 ) (aus Rammsondierungen) Durchlässigkeit k f [m/s] (berechnet aus Kornverteilung) ,3 34 1,5 23, ,9 x ,7 x 10-2 Durch die allerdings immer sehr ähnliche Aufteilung der Ortsbrust in die unterschiedlichen Schichten, ergibt sich nur eine leichte Variation, hin zu einer leicht feinkörnigeren Gesamtkornverteilung, einer etwas besseren Sortierung und minimal geringeren Schlagzahlen von Süd nach Nord (in Vortriebsrichtung) im Bahnhof Graf-Adolf-Platz. 3.7 Zusammenfassung des Kapitels Die aufgezeigten geologischen Verhältnisse bei dem Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn- Linie entsprechen den typischen fluviatilen Ablagerungsverhältnissen von Terrassenkörpern großer Flüsse und damit einem der typischen Einsatzbereiche einer Hydroschildmaschine (vgl. Kapitel 2 und Abbildung 3.22). Insgesamt konnten die Baugrundverhältnisse innerhalb der vier Bahnhofsbereiche vor Ort gut dokumentiert werden. Dabei wurde klar, dass die Baugrundeigenschaften bei diesem Projekt sehr vorteilhaft für den Einsatz dieser speziellen Vortriebstechnik waren. Durch den großen Durchmesser von fast 10 m der TVM kann bei diesem speziellen Projekt im Nachhinein sogar von ansatzweise homogenen Baugrundbedingungen im TVM-Maßstab gesprochen werden. Es wurden Dezimeter bis mehrere Meter mächtige Schichten entweder aus eng gestuften (gut sortierten) Sanden oder aus weit- bzw. intermittierend gestuften Kies-Sand-Gemischen angetroffen. Die einzelnen Schichten wiesen zwar teilweise große Unterschiede in Korngröße, Sortierung, Scherfestigkeit, Durchlässigkeit und Lagerungsdichte auf, zeigten jedoch durch ihre relativ zur Maschinengröße geringe Mächtigkeit in der Summe über die komplette Ortsbrustfläche nur äußerst geringe Variationen. Lediglich eine etwas gröbere und weniger gut sortierte Korngrößenverteilung auf dem Vortrieb Ostast gegenüber dem Südast ließ sich durch die Analyse u.a. der auf der Separationsanlage entnommenen Proben feststellen. Aufgrund dieser Beobachtungen muss davon ausgegangen werden,

80 3 Referenzprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie 80 dass die Auswirkungen auf das Maschinenverhalten und damit die Möglichkeiten der Baugrunderkennung durch die Analyse von Maschinendaten bei diesem speziellen Projekt sehr begrenzt sein dürften (vgl. Kapitel 2.8). Die im Anhang A1 beschriebenen Beobachtungen zur Ringspaltausbildung und verfüllung zeigen, dass durch die konstant vorhandene Filterkuchenschicht keine Interaktion von Stützmedium oder Mörtel und Baugrund stattgefunden haben kann. Sowohl die Vorstellung einer in den Baugrund eindringenden Suspension (vgl. Kap ) als auch die Vorstellung einer als Funktion der Bodenpermeabilität variierenden Mörtelverpressmenge (vgl. Kap. 2.7) konnte durch die Dokumentation der tatsächlichen Verhältnisse vor Ort und den Nachweis der Filterkuchenschicht bei diesem Projekt ausgeschlossen werden. Insgesamt ergibt sich aber aus allen diesen Beobachtungen und der offensichtlich sehr geringen Relevanz der tatsächlichen Baugrundeigenschaften und variationen bei diesem Projekt die Möglichkeit, weitere Einflüsse auf das Maschinenverhalten zu erkennen und zu erfassen. Dieser Prozess wird in den folgenden Kapiteln dargestellt. Abbildung 3.22: Vergleich von Einsatzbereich Hydroschilde nach [Krause, 1987] (eingezeichnet in rot) und der tatsächlichen Korngrößenverteilung im Baugrund in Düsseldorf, Bereich Bahnhof Graf-Adolf-Platz

81 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 81 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung Es entspricht dem Stand der Technik, dass bei heutigen Tunnelbauprojekten enorm große Datenmengen produziert werden, die zur direkten Überwachung aber auch zur nachträglichen Analyse des Vortriebs genutzt werden sollen. In dem nun folgenden Kapitel soll die Generierung der Datensätze, die eigentliche Messung und die Konvertierung von Messsignalen in verschiedenste Parameter sowie deren Speicherung genau betrachtet und bewertet werden. Einzelne Teile dieses Kapitels wurden bereits in [Düllmann et al., 2013b] erarbeitet und formuliert. Einerseits soll durch diese Betrachtung die Aussagekraft der gespeicherten Daten bewertet werden können, andererseits wird es dadurch möglich, miteinander verknüpfte Parameter zu identifizieren und so unnötigen Aufwand bei der Analyse zu reduzieren (z.b. wenn aus einem gemessenen Wert mehrere Parameter berechnet werden). 4.1 Datenerfassung und Messtechnik Die heute in einer Tunnelvortriebsmaschine integrierte, automatische Datenaufzeichnung basiert auf dem Einsatz hoch komplizierter Messtechnik. Mehrere Hundert Sensoren werden an verschiedensten Stellen im System verbaut und übermitteln kontinuierlich analoge elektrische Signale (z.b. in Form einer Spannung in mv), die mit Hilfe eines Signalwandlers (Messumformer) in eine physikalische Größe, z.b. einen Druck, umgewandelt werden. Dabei gilt es zu beachten, dass jeder Sensor nur einen begrenzten Messbereich (bei Druckmessgebern z.b. für einen Bereich von 0 bis 100 bar) hat, der vom Hersteller des Sensors vorgegeben ist [5]. Bei einer Über- oder Unterschreitung des Messbereichs wird die korrekte Umrechnung der Eingangssignale nicht mehr gewährleistet. Kommt es zu gravierenden Abweichungen, welche die Auslegung und auch die Überlastsicherheit eines Sensors überschreiten, kann eine auch nur kurzfristige Überlastung einen Sensor beschädigen oder sogar zerstören. In jedem Fall besteht dabei aber ein hohes Risiko, dass sich Nullpunkt und Linearität eines Sensors dauerhaft ändern, so dass die Umwandlung der Eingangssignale neu kalibriert werden muss. Der Einbau von zu klein dimensionierten Sensoren (z.b. bei unerwartet hohen Drücken oder kurzen Druckspitzen während des Vortriebs) kann also zu Fehlmessungen führen, die sich im Nachgang eines Vortriebs nicht mehr korrigieren lassen. Überdimensionierte Sensoren beeinträchtigen hingegen die Genauigkeit der Messung, da jeder Sensor eine Messtoleranz hat, die abhängig vom Endwert seines Messbereichs ist (Herstellerangabe z.b. ± 0,5 % vom Endwert [5]) und die Messauflösung entsprechend geringer ist, wenn nur ein kleiner Teil der Messbandbreite des Sensors ausgenutzt wird. Die Kalibrierung (die korrekte Wiedergabe des tatsächlichen Zustands) aller Sensoren wird vor Beginn eines Vortriebs überprüft. Im Verlauf einer Baumaßnahme ist diese jedoch alleine aufgrund der Menge an verbauten Sensoren nur schwer zu kontrollieren. Das kann dazu führen, dass Nullpunktverschiebungen oder Änderungen in der Linearität eines Sensors nicht bemerkt werden. Vergleichbare Sensoren an labortechnischen Geräten (z.b. an großen Hydraulikpressen) müssen in regelmäßigen Abständen kontrolliert und neu kalibriert werden, da auch ohne Über- oder Unterschreitungen des Messbereiches solche Änderungen auftreten (Herstellerangaben für Langzeitgenauigkeit z.b. ± 0,1 % vom Endwert pro Jahr). Im Vergleich zu Sensoren

82 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 82 unter Laborbedingungen ist die Messtechnik bei Maschinenvortrieben zudem extrem widrigen Bedingungen ausgesetzt. Temperatur- und Feuchtigkeitsschwankungen, Vibrationen, Gewalteinwirkung und sehr große Kabellängen können sich über den meist mehrmonatigen Einsatzzeitraum einer TVM nachteilig auf die Messgenauigkeit auswirken. Dadurch wird zwangsläufig auch die Aussagekraft der aufgezeichneten Daten negativ beeinflusst und die Notwendigkeit von Re-Kalibrierungen erhöht. 4.2 Berechnete Parameter Zusätzlich zu den gemessenen Werten kommt noch eine Vielzahl an berechneten Werten in der Datenbank hinzu. Die Anzahl an tatsächlichen Messwerten ist bei den meisten heute eingesetzten Maschinen sogar äußerst begrenzt und beschränkt sich auf Messungen von Drücken, Stromstärken und Geschwindigkeiten. Die weitaus größere Anzahl von Parametern wird durch einprogrammierte, vorgegebene Formeln automatisch berechnet Penetration Die Penetration (Pen) ist der Quotient aus Vortriebsgeschwindigkeit (V) und Drehzahl (n). Pen [mm/u] = V [mm/min] / n [U/min] (Gl. 4.1) Die Vortriebsgeschwindigkeit wird über optische Messungen direkt gemessen (Tachymetermessung). Die Drehzahl des Schneidrades wird über die Drehzahl der Motoren im Schneidradantrieb erfasst. Die Kombination beider Werte erzeugt so einen Wert, der die Vorwärtsbewegung des Schneidrades (oder entsprechend den Eingriff der Abbauwerkzeuge in den Baugrund) pro Schneidradumdrehung beschreibt Vortriebskraft gesamt Die Vortriebskraft (oder auch Vortriebspressenkraft ) wird als Maß für die gesamte in Vortriebsrichtung wirkende Kraft aus den hydraulischen Vortriebspressen (vgl. Abbildung 2.4) angesehen. Rechnerisch betrachtet bildet dieser Wert die Summe aller Vortriebspressen ab, von denen meist 2 oder mehr Pressen in einer Gruppe zusammengefasst werden. Für jede dieser Gruppen wird üblicherweise an einer Stelle der tatsächlich herrschende Öldruck (P) mittels Drucksensor gemessen. Über die wirksamen Flächen (A) innerhalb der Vortriebspressen (Kolbenfläche) wird dann auf die wirkenden Kräfte (F) geschlossen und diese werden aufsummiert. In den Datenbanken lassen sich üblicherweise sowohl die Messwerte in [bar] als auch die berechneten Werte in [kn] für alle Pressengruppen sowie die aufsummierten Gesamtkräfte finden. F [kn] = P [bar] * 100 * A [m²] (Gl. 4.2) Zusätzlich zu den Drucksensoren sind einzelne Pressen mit sog. Wegstrecken Mess-Systemen ausgestattet, die die Ausfahrung der Pressen wiedergeben (Abbildung 4.1). Bei heutigen Vor-

83 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 83 triebsmaschinen sind diese Systeme oft mit den optischen Messgeräten zur Positions- und Geschwindigkeitsbestimmung gekoppelt (redundante Systeme). Abbildung 4.1: Anordnung der Pressengruppen und Position der Zylinder mit WMS (Wegstrecken-Messsystem), Blick in Vortriebsrichtung, nach [Herrenknecht AG, 2008] Anpresskraft Schneidradverschiebung Genauso wie bei den Vortriebszylindern wird in den Hydraulikzylindern für die Schneidradverschiebung der Öldruck gemessen und zusammen mit den wirksamen Kolbenflächen in eine Kraft umgerechnet. Bei den Schneidradverschiebezylindern gibt es allerdings die Besonderheit, dass es zwei Kammern gibt, von denen eine für den Vorschub die andere für den Rückzug des Schneidrades verantwortlich ist. In der Datenbank finden sich Messwerte in [bar] für die Parameter Kolben und Stange. Bei einer Erhöhung der Werte Kolben bewegt sich das Schneidrad in Vortriebsrichtung, bei Stange wird es zurückgezogen. Alle gemessenen Drücke werden mit den wirksamen Flächen in Kräfte umgerechnet, gegeneinander aufgerechnet und als Summe als der Parameter Anpresskraft Schneidradverschiebung in der Datenbank aufgezeichnet Drehmoment Schneidrad und Auslastung der Maschine Der Schneidradantrieb (Drehbewegung) erfolgt über eine Anzahl von Elektromotoren, die entweder direkt (elektrische Ringantriebe) oder hydraulisch das Schneidrad antreiben. Die in der

84 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 84 Datenbank aufgezeichneten Werte für das jeweils aktuelle Schneidraddrehmoment in [MNm] werden aus den gemessenen Stromstärken, die die Elektromotoren aus dem Stromnetz ziehen, berechnet. Dabei müssen aber noch weitere Größen wie z.b. der Wirkungsgrad solcher Systeme berücksichtigt werden. Das maximal mögliche Drehmoment (Nenndrehmoment M N ) entsteht als Funktion der individuellen Antriebs-Charakteristik einer TVM (installierte Leistung und Wirkungsgrad) und der jeweiligen Nenndrehzahl (n N ) (vgl. Abbildung 4.2). Das Verhältnis vom tatsächlichen, aktuellen Schneidraddrehmoment (M raw ) zum Nenndrehmoment (M N ) wird nach Gleichung (4.3) berechnet und beschreibt die aktuelle Auslastung (CAP max ) der TVM in [%]. CAP max [%] = M raw [MNm] / M N [MNm] * 100 (Gl. 4.3) Abbildung 4.2: schematische Darstellung des Zusammenhangs von maximal möglichem Drehmoment M N und Nenndrehzahl n N Energieverbrauch Als Energieverbrauch (E) ist die benötigte Energiemenge für den Abbau eines bestimmten Volumens definiert. Dieser Wert wird üblicherweise in [MJ/m³] oder auch [kwh/m³] angegeben. Für die Berechnung werden das Drehmoment (M), die Drehzahl (n) und die Vortriebsgeschwindigkeit (V) verwendet (vgl. Gleichung (5.3)). Eine Übersicht über gemessene und berechnete Hauptvortriebsparameter bei einem Hydroschildvortieb ist in Tabelle 4.1 dargestellt.

85 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 85 Tabelle 4.1: Übersicht über gemessene und berechnete Hauptvortriebsparameter bei einem Hydroschildvortrieb gemessen berechnet berechnet aus Vortriebsgeschwindigkeit X / Drehzahl Schneidrad X / Penetration Drehmoment Schneidrad Auslastung der Maschine Vortriebskraft gesamt Anpresskraft Schneidrad X X X X X Vortriebsgeschwindigkeit; Drehzahl Stromverbrauch [Ampere] der Elektromotoren zum Schneidradantrieb aktuelles Drehmoment; Nenndrehmoment bei gegebener Drehzahl Druck Hydraulikkreislauf; Abmessungen Kolbenflächen Druck Hydraulikkreislauf; Abmessungen Kolbenflächen Stützdruck X / Energieverbrauch X Drehmoment; Drehzahl; Vortriebsgeschwindigkeit 4.3 Betriebsdatenanalyse - Stand der Technik Die Aufzeichnung aller Daten erfolgt üblicherweise in Intervallen von 1 bis 10 Sekunden, wobei zwischen 200 und 400 Maschinendaten, sogenannte Momentanwerte, aufgezeichnet werden [Maidl et al., 2011a]. Aus den Daten werden Mittel- und Extremwertdateien für jeden Vortriebszyklus erstellt. Da es sich um sehr große Datenmengen handelt, können Datenanalysen der Momentanwerte nur für relativ kurze Vortriebsabschnitte durchgeführt werden, während Auswertungen der Mittelwerte bei der Betrachtung längerer Strecken sinnvoll sind. Zur Datenverwaltung bzw. überwachung stehen den Projektbeteiligten üblicherweise bereits während eines Vortriebs Tunnelbauinformationssysteme (z.b.2doc, CBP, IRIS, PROCON, SISO, TPC) zur Verfügung [Maidl et al., 2011b]. Einige Betriebsdaten sind hinsichtlich der Erfassung der Interaktion Baugrund Maschine relevant und können sich unter anderem auf den Baufortschritt (z.b. Vortriebsgeschwindigkeit, Penetration, Pressenkräfte, Schneidraddrehzahl, Schneidraddrehmoment) oder die Ortsbruststützung (z.b. Stützdruck, Dichte Stützmedium) beziehen [Maidl & Nellessen, 2003]. Da insbesondere die den Baufortschritt (Bodenabbau) betreffenden Betriebsdaten direkt oder indirekt vom Baugrund abhängen, können plötzliche Änderungen auf Wechsel der Baugrundverhältnisse hinweisen. Während des Vortriebs ist die zeitnahe Überwachung der Momentanwerte erforderlich. Vortriebsbegleitende Analysen können allerdings nicht zeitnah mit Tabellenkalkulationsprogrammen durchgeführt werden und erfordern den Einsatz von Tunnelbauinformationssystemen

86 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 86 [Maidl & Nellessen, 2003]. Die Daten einiger Maschinenparameter werden bereits in Echtzeit im Steuerstand visualisiert [Maidl et al., 2011b]. In der Regel sind es vorrangig die Schildfahrer, die fortlaufend auf diese Datenvisualisierung zugreifen und eine kontinuierliche Datenüberwachung durchführen. In der Praxis werden zusätzlich ausgesuchte Betriebsdaten automatisch mit Grenzwerten verglichen, die vor Projektbeginn definiert wurden [Stahl & Babendererde, 2009]. Vortriebsbegleitend sind vor allem Betriebsdaten von Interesse, die für einen sicheren und setzungsarmen Vortrieb relevant sind. Dabei sind vorrangig die Stützdrücke, Austragsvolumina, Dichten oder die Verpressdaten der Ringspaltverpressung zu nennen. Genauso wichtig können schon während des Vortriebs die den Baufortschritt betreffenden Betriebsdaten sein. Plötzliche Anstiege von Schneidraddrehmoment und Schneidradanpresskraft bei gleichbleibender oder gar zurückgegangener Vortriebsgeschwindigkeit können wichtige Hinweise auf die Notwendigkeit von Inspektionen zur Überprüfung des Schneidrads hinsichtlich Verklebungen/Verschleiß (vgl. [Thewes & Burger, 2004], [Hollmann & Thewes, 2013]) oder zur Dokumentation eventueller Baugrundwechsel sein. Nachträgliche Analysen der Betriebsdaten werden vor allem zum besseren Verständnis des Vortriebsgeschehens genutzt. Hierbei können auch Auswertungen mit klassischen Tabellenkalkulationsprogrammen sinnvoll sein, da diese vor allem unbeschränkte Eingaben externer Daten (z.b. Ist-Baugrundverhältnisse) erlauben. Im Nachgang eines Vortriebs kann der Versuch der Ursachenforschung unerwarteter Ereignisse, wie z.b. von Verbrüchen, im Vordergrund stehen [Maidl & Nellessen, 2003]. Weitere Anwendungsmöglichkeiten sind die Klärung der Risikosphäre und die Hilfe bei der Bewertung von Nachträgen [Haid & Maidl, 2007]. Aus der vertraglichen Interessenslage der beteiligten Parteien resultiert vielfach, dass bestimmte Änderungen der Betriebsdaten aus der Sichtweise des Auftragnehmers häufig auf gegenüber der Leistungsprognose abweichende Baugrundverhältnisse zurückgeführt werden, während sie aus der Sicht des Auftraggebers aus der Betriebsweise der Maschine, aus ihrem Wartungszustand, sowie aus der Art des Werkzeugbesatzes resultieren sollen. 4.4 Beispiele für Betriebsdatenanalysen Erste Betriebsdatenanalysen von Lockergesteinsvortrieben zur Baugrunderkennung und nachträglichen Klärung besondere Vorkommnisse wurden von [Weh et al., 2009] publiziert. Im zweiten Teil dieses Beitrages wird der Zusammenhang von ausgesuchten Betriebsdaten eines EPB Vortriebs und der Konsistenz des Stützmediums (Erdbrei) als Funktion des Bergwasserzulaufs aufgezeigt. Nachträglich konnten so nennenswerte Bergwasserzutritte trotz Ortsbruststützung nachgewiesen werden. [Gwildis et al., 2010] führen plötzliche Drehmomentänderungen bei einem Hydroschildvortrieb in glazialen Ablagerungen auf Wechsel der Baugrundverhältnisse zurück. Ebenso wird der Energieverbrauch als unabhängiger Parameter beschrieben, der ausschließlich durch die Baugrundverhältnisse beeinflusst werden soll. [Wendl, 2012] findet einen Zusammenhang von Überlagerungshöhe zu Vortriebskraft bzw. Anpresskraft Schneidrad, beachtet aber dabei nicht den Einfluss des aktiv vorgegebenen Stützdruckes als Funktion von Grundwasserstand und Überlagerung. Dafür wird aber im Anhang der Arbeit auf die Notwendigkeit der Überprüfung der Rohdaten auf fehlerhafte Messwerte hingewiesen. Es wird gezeigt, dass einzelne Ausreißer in den Momentanwerten einen relevan-

87 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung 87 ten Einfluss z.b. auf die Mittelwertbildung haben können und daher (zur Not auch händisch) aus der Datenbank entfernt werden müssen. [Köhler et al., 2012] beschreiben einen funktionalen Zusammenhang der Parameter Anpresskraft Schneidrad, Drehmoment und Penetration, wodurch Baugrundkennwerte wie die Lagerungsdichte oder die Kohäsion abgebildet werden können. Nach Meinung der Autoren können aber als Funktion der Baugrundbeschaffenheit auch negative Korrelationen, z.b. von Anpresskraft zu Penetration, auftreten (je höher die Anpresskraft umso geringer die Penetration). Da bei der Auswertung aber weder der Einfluss des Stützdruckes oder der aktiven Steuervorgaben, noch eventuelle Fehlmessungen oder Kalibrierungsfehler berücksichtigt wurden, stellt sich zwangsläufig die Frage nach der Aussagekraft derartiger Korrelationen von Rohdaten. Ähnlich verhält es sich bei den von den Autoren beschriebenen Zusammenhängen zwischen Suspensionsdichte und Werkzeugverschleiß. Auch in diesem Fall ist der physikalische Zusammenhang hinter der auftretenden (Schein-) Korrelation der Rohdaten fraglich. Üblicherweise wird eine höhere Suspensionsdichte durch Tonminerale verursacht. Diese haben jedoch keinerlei verschleißende Wirkung, da ihre Härte viel zu gering ist (Schleifhärte nach Rosival = 0,03). 4.5 Definition relevanter Betriebsdaten Je nach Autor werden in der Fachliteratur unterschiedliche Parameter genannt, die direkt mit den Baugrundeigenschaften in Verbindung stehen sollen. Eine Zusammenstellung verschiedener Parameter, bezogen auf die unterschiedlichen Verfahrensbereiche findet sich z.b. bei [Maidl & Nellesen 2003]. Im Rahmen dieser Arbeit werden als Konsequenz aus den vorangegangenen Definitionen vor allem diejenigen Parameter betrachtet, die den Verfahrensbereich Bodenabbau ( Baufortschritt in Tabelle 4.2) betreffen. Tabelle 4.2: Übersicht über relevante Parameter zur Erfassung der Interaktion Baugrund- Maschine (aus [Maidl & Nellesen, 2003])

88 4 Betriebsdatenaufzeichnung und -verarbeitung Zusammenfassung des Kapitels Vor jeder Analyse von Betriebsdaten zur Baugrunderkennung sollten Aussagekraft und Verlässlichkeit der zur Verfügung stehenden Daten beurteilt werden. Für die Verwendung von Betriebsdaten für jegliche Analyse gilt: Die Genauigkeit und die Aussagekraft von automatisch generierten Betriebsdaten einer TVM sind begrenzt. Die Rohdaten sollten daher immer vor ihrer Verwendung zu Analysezwecken dahingehend überprüft und bewertet werden (z.b. durch Überprüfung von Spezifikationen der Messsensoren). Bei jeder Messung können Fehler auftreten, die vor einer Analyse identifiziert und aus der Datenbank entfernt werden müssen (vgl. [Wendl, 2012]). Gerade bei lang andauernden Bauprojekten können sich durch die extrem widrigen Bedingungen und fehlende Re-Kalibrierung, Messtoleranzen und Ungenauigkeiten der Sensoren verstärken, so dass Vergleiche von Absolutwerten von Beginn und Ende eines Vortriebs möglicherweise nur wenig Aussagekraft haben können. Um unnötigen Aufwand zu vermeiden, sollte vor einer Analyse geklärt werden, ob es sich um gemessene oder berechnete Parameter handelt, da oft aus einem Messwert mehrere Parameter berechnet werden. Die Verwendung von tatsächlichen Messwerten ist dabei in den allermeisten Fällen zu bevorzugen.

89 5 Maschinensteuerung 89 5 Maschinensteuerung Ob ein Projekt von wirtschaftlichem Erfolg gekrönt wird hängt maßgeblich von der zutreffenden Konzipierung der Vortriebsmaschine und der Separationsanlage auf die tatsächlichen Baugrundbedingungen und somit von einer zutreffenden Baugrundbeschreibung ab (vgl. Kapitel 2). Zusätzlich kommt aber auch der Steuerung einer Maschine und damit den Fähigkeiten des Schildfahrers auf die jeweils anstehenden Baugrundverhältnisse zu reagieren, eine wesentliche Bedeutung zu. Durch die kontinuierliche Justierung der Steuergrößen lassen sich Vortriebsleistungen und Auslastung der Maschine während des Abbauvorgangs optimieren, so dass die fachkundige Steuerung einer TVM naturgemäß einen wesentlichen Einfluss auf den Betriebsablauf hat. Bei jeglicher Analyse von Maschinendaten kommt es besonders darauf an, sämtliche Einflüsse auf die aufgezeichneten Daten zu kennen und in eine Analyse mit einbeziehen zu können. Neben einem eventuellen Einfluss aus dem Baugrund stellen die aktiven Vorgaben bei der Maschinensteuerung eine wesentliche Einflussgröße auf die Betriebsdaten dar und sollen deshalb in diesem Kapitel genauer betrachtet werden. Das Ziel ist es bei der späteren Bewertung von Betriebsdatenanalysen die gefundenen Zusammenhänge zwischen aktiver Steuerung und einer Reaktion der Maschine auf diese Vorgaben berücksichtigen zu können, bzw. für Betriebsdatenanalysen relevante Maschinenparameter zu identifizieren, die möglichst frei von aktiven Steuereinflüssen sind. 5.1 Aktiv- und Passivparameter Durch die Vorgabe der steuerbaren Parameter einer Schildmaschine ist der Schildfahrer in der Lage, die Leistung einer Maschine optimal für den Abbauprozess auszunutzen. Dabei spielt die Fähigkeit auf das Maschinenverhalten zu reagieren eine entscheidende Rolle. Die Möglichkeiten die ein Schildfahrer für die aktive Steuerung hat, beschränken sich auf die sog. Aktivparameter. Die wesentlichen Aktivparameter bei der Steuerung einer Hydroschildmaschine sind: Pressendrücke der einzelnen Vortriebspressengruppen und Gesamtölvolumenstrom Drehzahl des Schneidrades (bei heutigen Maschinen meist stufenlos einstellbar) Stützdruck der Luftblase in der Arbeitskammer zur Stützdruckregulierung Durchflussmenge der Suspension Durch die Vorgabe und Änderung der Aktivparameter stellen sich (als Reaktion aus Baugrund-, Maschinen- und Steuereinflüssen) die sog. Passivparameter ein. Alle diese Parameter werden vom Schildfahrer überwacht und zur Steuerung genutzt (Abbildung 5.1, rechts).

90 5 Maschinensteuerung 90 Abbildung 5.1: links: Teil eines Steuerpultes einer Hydroschildmaschine; rechts: Visualisierung einiger Betriebsdaten am Bildschirm im Steuerstand Aus der Reaktion der Passivparameter auf die Steuerung ist es dem Schildfahrer möglich, die aktiven Vorgaben optimal anzupassen. Dabei wird im Regelfall versucht, bei maximaler Sicherheit (Ortsbruststabilität, geringe Setzungen) ein Maximum an Vortriebsgeschwindigkeit bei einer möglichst geringen Auslastung der Maschine zu erreichen (hohe Effektivität). Hieraus ergibt sich die weitere Unterteilung der Passivparameter in Zielparameter und limitierende Parameter. Die Zielparameter bei der Steuerung einer Hydroschildmaschine sind: Vortriebsgeschwindigkeit (als direkte Reaktion auf die Vorgabe des Ölvolumenstroms) Penetration (als berechneter Wert aus Vortriebsgeschwindigkeit und Drehzahl) Sowohl die Penetration als auch die Vortriebsgeschwindigkeit werden während des Vortriebs im Steuerstand einer TVM visualisiert und durch die Vorgaben der Aktivparameter vom Schildfahrer möglichst hoch gehalten. Im Normalfall werden durch die Bauleitung Maximalwerte für die Zielwerte in einem Vortriebsabschnitt definiert. Der Schildfahrer hat dann die Aufgabe, diese Vorgaben zu erreichen bzw. möglichst genau einzuhalten. Sind die Vorgaben für Penetration oder Vortriebsgeschwindigkeit zu optimistisch angesetzt, so kann es dazu kommen, dass eine TVM an ihre Leistungsgrenze stößt und die vorgegebenen Werte für die Zielparameter nicht erreicht werden können. Die Erhöhung der Aktivparameter ist nicht unbegrenzt möglich, da ebenfalls ein direkter Zusammenhang zu den limitierenden Parametern besteht. Die limitierenden Parameter bei der Steuerung einer Hydroschildmaschine sind: Vortriebskraft (als Reaktion aus Ölvolumenstrom, Pressengruppenkräften und Stützdruck)

91 5 Maschinensteuerung 91 Anpresskraft Schneidradverschiebung (als Reaktion aus der Vortriebskraft und Stützdruck) Drehmoment Schneidrad (als Reaktion aus der Anpresskraft Schneidradverschiebung) Auslastung der Maschine (als Funktion aus Drehmoment und Drehzahl) Auch die limitierenden Parameter werden während des Vortriebs im Steuerstand visualisiert und bieten dem Schildfahrer so die Möglichkeit durch die Reduzierung der Aktivparameter eine Überlastung der Maschine zu verhindern. In Abbildung 5.2 findet sich eine Übersicht über die Zusammenhänge zwischen Aktiv- und Passivparametern. Abbildung 5.2: Zusammenhang Aktiv- und Passivparameter 5.2 Grundsätzliche Zusammenhänge und Auswirkungen der aktiven Steuerung beim Abbauprozess Die wichtigsten Aktivparameter bei der Steuerung einer TVM sind die Pressengruppendrücke der Vortriebspressen und deren Gesamtölvolumenstrom. Alle diese Parameter lassen sich üblicherweise stufenlos über Potentiometer (Skala typischerweise 1 bis 10) einstellen (vgl. Abbildung 5.1 links). Durch die Steuerung der einzelnen Pressengruppendrücke wird die Richtung des Vortriebs vorgegeben. Dabei sind die Pressengruppen in der Sohle des Schildes immer mit einem höheren Druck beaufschlagt als diejenigen in der Firste, um das hohe Gewicht des Schneidrades und des Schneidradantriebs zu kompensieren (Maschine ist kopflastig und zieht nach unten). Bei Kurvenfahrten werden die Pressen an der Kurvenaußenseite entsprechend mit einem höheren Druck beaufschlagt, um die Maschine in die gewünschte Richtung zu zwingen. Um diese notwendige Druckdifferenz immer zu gewährleisten, ist es dem Schildfah-

92 5 Maschinensteuerung 92 rer z.b. auch möglich, den Stützdruck zu variieren und so den Gegendruck auf die Querschnittsfläche der Maschine zu steuern. Bei der Bemessung der Vortriebspressenkräfte sollte daher bei der Planung immer eine gewisse (Kraft-) Reserve einkalkuliert werden [Maidl et al., 2011a]. Die Justierung des Ölvolumenstroms erfolgt über ein Potentiometer, welches üblicherweise mit Geschwindigkeit beschriftet ist (vgl. Abbildung 5.1, links). Der direkte Zusammenhang ist offensichtlich, da in den Vortriebspressen durch deren Geometrie ein definiertes Volumen gegeben ist, auf das der vorgegebene Ölvolumenstrom (gemäß der Vorgaben für die einzelnen Pressengruppen) aufgeteilt werden muss. Ein steigender Ölvolumenstrom (analog eine steigende Geschwindigkeit) erzeugt aber auch eine höhere Gesamtvortriebspressenkraft (im Allgemeinen meist als Vortriebskraft bezeichnet). In der Folge kommt es dadurch ebenfalls zu einer Erhöhung der Anpresskraft des Schneidrades an die Ortsbrust (Anpresskraft Schneidradverschiebung), solange alle anderen Aktivparameter (z.b. der Stützdruck) konstant gehalten werden (Abbildung 5.3, Fall 1). Eine weitere direkte Auswirkung eines steigenden Ölvolumenstroms ist eine Erhöhung der Penetration, da diese einen aus Vortriebsgeschwindigkeit und Drehzahl berechneten Wert darstellt. Durch die höhere Penetration (das tiefere Eingreifen der Werkzeuge in den Baugrund) sollte sich zugleich auch das Drehmoment erhöhen, wodurch die Auslastung der Maschine (als Funktion von Drehmoment und Drehzahl) steigt (vgl. Abbildung 4.2). Bei einem konstanten Ölvolumenstrom und einer Erhöhung der Drehzahl (Abbildung 5.3, Fall 2) werden dagegen die Parameter Vortriebsgeschwindigkeit, Vortriebskraft, Anpresskraft und Drehmoment konstant bleiben. Der Parameter Penetration wird als Quotient aus Vortriebsgeschwindigkeit und Drehzahl sinken. Die Auslastung der Maschine wird aufgrund der höheren Drehzahl steigen, da das maximal mögliche Drehmoment (Nenndrehmoment) bei höherer Schneidraddrehzahl geringer wird (vgl. Abbildung 4.2). Das Verhältnis vom tatsächlich anliegenden, aktuellen Drehmoment zum Nenndrehmoment als Funktion der Drehzahl beschreibt die Auslastung der Maschine in [%]. Wird nur der Stützdruck verändert (Abbildung 5.3, Fall 3) hat dies lediglich Auswirkungen auf die Vortriebskraft und die Anpresskraft des Schneidrades, da der Stützdruck auf die Fläche des Schneidradantriebs bzw. auf die gesamte Tauchwand wirkt. Auf die Kraft, mit der das Schneidrad an die Ortsbrust gedrückt wird (netto-anpresskraft oder auch Kontaktkraft Schneidrad, vgl. Kapitel 6.4.1) hat eine Stützdruckänderung jedoch keinen Einfluss. Bei der Einstellung der Aktivparameter kommt es also darauf an, das Optimum an Effizienz zu erreichen, wobei eine möglichst hohe Vortriebsleistung einer möglichst geringen Auslastung der Maschine gegenübersteht (vgl. Abbildung 5.2). Bei stark idealisierten, homogenen Baugrund- und Maschinenverhältnissen, sollten die beschriebenen Zusammenhänge zwischen aktiver Steuerung und Passivparametern angenommen werden können.

93 5 Maschinensteuerung 93 Abbildung 5.3: Zusammenhang von aktiver Steuerung und passiven Parametern 5.3 Einfluss der aktiven Steuerung auf Leistungsaufnahme, Strom- und Energieverbrauch Weitere Passivparameter sind sämtliche Werte, die mit Energieaufnahme oder -umsetzung im Bereich des Bohrkopfes zu tun haben. Hierzu zählen vor allem die Leistung des Bohrkopfes und der Energieverbrauch. Die jeweils aktuelle (Dreh-) Leistung (P) ist direkt vom aktuellen Drehmoment (M) und der Drehzahl (n) abhängig und wird nach [Böge, 2001] durch die folgende Formel ausgedrückt: P [kw] = M [knm] * n [sek -1 ] * 2 π (Gl. 5.1) Da bei idealisierten, konstanten Baugrund- und Maschinenverhältnissen eine aktive Drehzahländerung keinerlei Auswirkungen auf das aktuelle Drehmoment hat, ist die Leistung somit sensibel für Drehzahländerungen. Bei einem konstanten Drehmoment von beispielsweise 1000 knm bewirkt eine Verdoppelung der Drehzahl von 1 U/min auf 2 U/min rein rechnerisch auch eine Verdoppelung der Leistung von ca. 105 kw auf ca. 209 kw (je schneller gedreht wird umso mehr Leistung wird benötigt). Der Energieverbrauch (E) je Kubikmeter abgebautem Boden in [kj/m³] wird nach [Gwildis et al., 2010] durch die folgende Formel beschrieben: P [kw] E [kj/m³] = (Gl. 5.2) V [m/sek] * A [m²]

94 5 Maschinensteuerung 94 Es wird deutlich, dass der Energieverbrauch abhängig von den Aktivparametern ist. Eine Drehzahländerung hat eine direkte Auswirkung auf die Leistung im Zähler und somit auf das Ergebnis der Gesamtrechnung, da sich der Nenner (aus Vortriebsgeschwindigkeit und Querschnittsfläche) bei einer Drehzahländerung nicht ändert. Eine höhere Drehzahl bei konstantem Ölvolumenstrom bedeutet somit eine direkte Erhöhung des Energieverbrauchs (es werden mehr Schneidrad-Umdrehungen und damit mehr Energie benötigt, um dasselbe Volumen abzubauen). Wird bei konstanter Drehzahl der Ölvolumenstrom verändert, so hat dies Auswirkungen sowohl auf die Vortriebsgeschwindigkeit aber auch auf das Drehmoment (vgl. Kapitel 5.2). Kombiniert man die Gleichungen (5.1) und (5.2) so erhält man: M [knm] * n [sek -1 ] * 2 π E [kj/m³] = (Gl. 5.3) V [m/sek] * A [m²] Hier wird deutlich: Solange bei einer aktiven Änderung des Ölvolumenstroms das Verhältnis von Drehmoment zu Vortriebsgeschwindigkeit konstant bleibt, wird auch der Energieverbrauch gleich bleiben. Erst wenn sich im Verhältnis von Drehmoment zu Vortriebsgeschwindigkeit etwas ändert hat dies merkliche Auswirkungen auf das Ergebnis. Die folgende Tabelle 5.1 zeigt die Eingangswerte und Ergebnisse einer Beispielrechnung, bei der ein Tunnelkreisquerschnitt mit einem Durchmesser 9,5 m verwendet wurde. Tabelle 5.1: Beispielrechnung zum theoretischen Energieverbrauch pro Kubikmeter Boden Drehmoment Drehzahl Vortriebsgeschwindigkeit Leistung Energieverbrauch [knm] [1/sek] [m/sek] [kw] [kj/m³] /60 0, /60 0, /60 0, Das Beispiel zeigt deutlich, dass rein rechnerisch bei einem konstanten Verhältnis von Drehmoment und Vortriebsgeschwindigkeit eine aktive Änderung des Ölvolumenstroms keinerlei Einfluss auf die Summe an verbrauchter Energie für den Abbau eines definierten Volumens hat. Erst eine Änderung in diesem Verhältnis (bzw. dem Verhältnis von Drehmoment zu Penetration bei konstanter Drehzahl) wird sich auf die Höhe des Energieverbrauchs auswirken. Eine solche Änderung kann aber nicht durch ein aktives Eingreifen des Schildfahrers erreicht werden und muss demnach auf anderen Einflüssen wie z.b. sich ändernden Baugrundeigenschaften beruhen. Eine aktive Änderung der Drehzahl hingegen wirkt sich direkt auf die verbrauchte

95 5 Maschinensteuerung 95 Energiemenge aus, da für den Abbau des gleichen Volumens eine höhere Anzahl an Schneidradumdrehungen (mehr Rotationsenergie) notwendig ist. 5.4 Zusammenfassung des Kapitels In diesem Kapitel wurden die möglichen Auswirkungen einer aktiven Steuerung durch den Schildfahrer auf den Abbauprozess und damit auf die Maschinendaten aufgezeigt. Die Zusammenhänge von Aktiv- und Passivparametern haben einen ganz gravierenden Einfluss auf die aufgezeichneten Betriebsdaten einer TVM und müssen daher unbedingt vor jeglicher Analyse der Betriebsdaten zur Baugrunderkennung erfasst werden. Folgende generelle Aussagen lassen sich zur Verwendung von Betriebsdaten zur Baugrundanalyse treffen: Parameter die direkt vom Schildfahrer vorgegeben werden (z.b. Ölvolumenstrom und Drehzahl), bzw. direkt aus diesen Vorgaben resultieren (z.b. Vortriebsgeschwindigkeit und Penetration) haben per se für sinnvolle Analysen zur Baugrunderkennung keine Relevanz. Bevor ein Maschinendatenparameter zur Baugrundanalyse verwendet werden kann muss geklärt werden, ob und falls ja wie stark dieser Parameter durch die aktive Steuerung beeinflusst wird (Beispiel: Energie- und Stromverbrauch Bohrkopf). Durch eine Normierung auf die aktiven Vorgaben oder Zielparameter lassen sich bei einigen (limitierenden Passiv-) Parametern die Einflüsse der aktiven Steuerung eliminieren (Beispiel: Normierung von Drehmoment auf Vortriebsgeschwindigkeit oder Penetration) Die Parameter Vortriebskraft und Anpresskraft Schneidradverschiebung müssen vom Einfluss des aktiv gesteuerten Stützdruckes befreit werden, bevor sie überhaupt für Analysen zur Baugrunderkennung in Betracht gezogen werden können. Ist eine Quantifizierung von Steuereinflüssen nicht möglich, so können nur Vortriebsabschnitte analysiert werden, in denen kein Eingriff durch den Schildfahrer (Änderung der Aktivparameter) erfolgt ist. In solchen Abschnitten können dann aber auch nur Trends und keine Absolutwerte untersucht und bewertet werden.

96 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 96 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie In diesem Kapitel sollen die tatsächlichen Einflüsse auf reale Maschinendaten am Beispiel der Wehrhahn-Linie aufgezeigt werden. Zu den Einflüssen zählen Messfehler, technisch bedingte Einflüsse, menschliche Einflüsse (Steuerung) und natürlich die Einflüsse aus dem Baugrund. Wie gravierend die unterschiedlichen Einflüsse sein können wurde bereits in [Düllmann et al., 2013a+b] aufgezeigt. Die nun folgenden Kapitel basieren weitestgehend auf diesen Erkenntnissen. Die Datenaufbereitung wird in diesem Kapitel an den Hauptvortriebsparametern Vortriebskraft, Anpresskraft Schneidradverschiebung, Drehmoment Schneidrad und Penetration des Projektes Düsseldorf Wehrhahn-Linie aufgezeigt, wobei es sehr wahrscheinlich ist, dass andere Parameter in ähnlicher Weise vor einer Verwendung zur Baugrundanalyse aufbereitet werden müssen. 6.1 Umfang der übergebenen Betriebsdaten vom Projekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie Bei dem U-Bahnprojekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie wurden die Betriebsdaten der Herrenknecht Mixschild-Maschine aufgezeichnet und in einer Datenbank gespeichert. Bei den Momentanwerten handelt es sich laut der übergebenen Namensliste (Legende) um eine Anzahl von insgesamt maximal 343 Parametern, die während des Vortriebs überwacht und aufgezeichnet wurden. In den einzelnen Dateien wurden allerdings nur maximal 250 Parameter abgespeichert. Die Ursache hierfür ist nicht bekannt. Zusätzlich wurden gemäß der einprogrammierten Rechenroutinen für jeden Vortriebszyklus Einzelwerte aus den Momentanwerten errechnet und ebenfalls in der Datenbank abgespeichert. Bei diesen Werten handelt es sich um Mittelwerte, Maximalwerte, Minimalwerte sowie Start- und Endwerte eines jeden Vortriebs. Jede Datei wurde mit einer Nummer benannt, die der laufenden Vortriebs- oder Ringnummer entspricht. Bei der späteren Zuordnung der Station (Tunnelmeter) muss die Differenz zwischen Schneidradposition (bzw. der Station der Schildschneide) und gebautem Ring beachtet werden. Diese beträgt bei dem Projekt Wehrhahn-Linie 5 Ringe oder i.m. ca. 7,5 m. 6.2 Identifizierung von Messfehlern In Kapitel 4 wurde die Notwendigkeit der Überprüfung der Rohdaten auf offensichtliche Messfehler beschrieben. Auch bei den Daten der Wehrhahn-Linie wurden solche Messfehler identifiziert (Abbildung 6.1). Im Speziellen kam es bei der Bildung von Mittelwerten sowie der Speicherung von Maximalwerten zu offensichtlichen Abweichungen zu den tatsächlich möglichen Werten. Als Beispiel seien in der Datenbank aufgezeichnete Volumen der Mörtelverpressung in einer unrealistischen Größenordnung von mehreren 1000 m³ pro Ring genannt, die ganz eindeutig auf Messfehlern beruhen müssen (Sollmenge ca. 8 m³ pro Ring). Trotzdem wurden diese Werte entsprechend der einprogrammierten Rechenroutinen für die Berechnung weiterer Parameter verwendet. Vor jeder Analyse von Betriebsdaten müssen also die Ausgangswerte (Momentanwerte), aber auch die aus den Messwerten berechneten Werte auf Plausibilität

97 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 97 überprüft werden. Ist keine eindeutige Aussage möglich, sollte dies bei einer eventuellen weiteren Verwendung der Daten berücksichtigt und erwähnt werden. Abbildung 6.1: aufgezeichnete Maximalwerte pro Ring der Mörtelverpressmengen (Rohdaten der Wehrhahn- Linie, Vortrieb Südast) 6.3 Zerlegung der Rohdaten in Abbau-spezifische und Abbauunabhängige Teilkomponenten Die Betriebsdaten (Rohdaten) gemäß der Datenaufzeichnung müssen als Produkt von vielen unterschiedlichen Einflussfaktoren angesehen werden und setzen sich bei jedem TVM-Vortrieb aus Abbau-spezifischen und den Abbau-unabhängigen Teilkomponenten zusammen (vgl. Tabelle 6.1). Als Abbau-spezifische Komponenten werden Einflüsse bezeichnet, die in einem direkten Zusammenhang zum Lösevorgang des anstehenden Materials durch die Vortriebsmaschine stehen, bzw. aus dem direkten Kontakt von TVM und Baugrund resultieren. Als Abbauunabhängige Komponenten werden dagegen Einflüsse bezeichnet, deren Betrag sich nur aufgrund von technischen Bedingungen oder menschlichem Eingreifen in den Vortriebsprozess ändert. Sinnvolle Interpretationen der Interaktion zwischen Baugrund und Vortriebsmaschine erfordern daher zwingend die Zerlegung der Rohdaten, um zuerst die Abbau-spezifischen Teilkomponenten (vgl. Tabelle 6.1) der Betriebsdaten zu isolieren. Ansätze zu derartigen Korrekturen wurden bereits von [Ates et al., 2014], [Festa et al., 2012] und [Jung et al., 2011] publiziert. Auch die in [Maidl et. al, 2011a], [Girmscheid, 2008] und [Wittke, 2006] beschriebene Dimensionierung der Vortriebspressen wird aus der Summe der beteiligten, zu überwindenden Kräfte gebildet und stellt damit eine Aufteilung in verschiedene Komponenten dar. Nach einer erfolgreichen Isolierung der Abbau-spezifischen Komponenten muss jedoch beachtet werden, dass neben den Baugrundeigenschaften auch der betriebliche Zustand des Schneidrads Auswirkungen auf die Betriebsdaten und deren tendenzielle Änderungen hat (vgl. Tabelle 6.1). Wie groß die jeweilige Auswirkung dieser beiden unterschiedlichen Einflussfaktoren ist, kann oftmals ohne zusätzliche Untersuchungen nicht unterschieden werden.

98 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 98 Tabelle 6.1: Übersicht der in den Betriebsdaten enthaltenen Abbau-spezifischen und Abbauunabhängigen Teilkomponenten Betriebsdaten (Rohdaten) Abbau-spezifische Teilkomponenten Einflüsse aus Baugrundbedingungen Einfluss Schneidrad Abbau-unabhängige Teilkomponenten Technische Komponenten Menschliche Komponenten - Einfluss Abbauwider- - Schneidraddesign - Einfluss aus Orts- - Einfluss aus Fahr- stand des Baugrunds (Durchmesser, Öff- bruststützung weise (z.b. Lagerungsdichte, Konsistenz, Gefüge- nungsgrad, Werkzeugbesatz) - Einfluss aus Reibungskräften festigkeit) - Schneidradzustand (Verklebungs- und Verschleißgrad) 6.4 Technisch bedingte Einflüsse auf die Betriebsdaten Als technisch bedingte Einflüsse oder technische Komponenten der Betriebsdaten werden der Stützdruck sowie sämtliche auftretende Reibungskräfte in Pressen, Lagern und ähnlichen Bauteilen einer TVM zusammengefasst. Auch ist die Schleppkraft für das Nachläufersystem z.b. ein Teil der technischen Komponenten Technische Einflüsse auf den Parameter Anpresskraft Schneidradverschiebung Abbildung 6.2 veranschaulicht die wirkenden Kräfte im Bereich des Schneidrades, wobei die Kraft F Th,CWD die in der Datenbank aufgezeichneten Rohdaten des Parameters Anpresskraft Schneidradverschiebung repräsentiert. Abbildung 6.2: Schematische Darstellung der wirkenden Kräfte im Bereich der Schneidradverschiebung einer Hydroschildmaschine (Darstellung der Kräfte nicht maßstäblich, Angriffspunkte schematisch)

99 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 99 Die resultierende Kraft aus dem Stützdruck, die entgegen der Vortriebsrichtung auf die Fläche des Schneidradantriebs in der Tauchwand wirkt (F S,CWD ), lässt sich mit Hilfe folgender Gleichung (6.1) berechnen. F S,CWD = P Ax * 100 * A CWD (Gl. 6.1) F S,CWD = resultierende Stützkraft auf Schneidradantrieb [kn] P Ax = Stützdruck auf Höhe der Schneidradachse [bar] A CWD = Fläche Schneidradantrieb [m²] Bei Hydroschildvortrieben ist für die Berechnung der Stützkraft die Verwendung des Druckes des Luftpolsters in der Arbeitskammer empfehlenswert, wenn die Grenze zwischen Luftpolster und Suspension in der Arbeitskammer in etwa auf Höhe der Maschinenachse liegt. Zum einen lassen sich diese Werte gut anhand der Vorgaben im Vortrieb auf Plausibilität überprüfen (Vergleich Vorgabe und gemessene Werte), zum anderen sind die Druckmessdosen im Bereich der Arbeitskammer nicht den mechanischen Belastungen durch abgebautes Material oder Verklebungen wie in der Abbaukammer ausgesetzt, so dass es hier zu weniger häufigen Ausfällen und Ungenauigkeiten in den Messungen kommen kann. Wenn die Grenze zwischen Luftpolster und Suspension in der Arbeitskammer deutlich über- oder unterhalb der Maschinenachse liegt, muss zuerst die Verteilung des Stützdruckes in der Abbaukammer auf Plausibilität geprüft werden. Dies kann durch den Vergleich von Drucksensoren auf verschiedenen Höhen in der Abbaukammer mit dem Luftpolsterdruck unter Berücksichtigung der Suspensionsdichte und des Suspensionsniveaus geschehen. Der wirksame Druck auf Maschinenachse kann nachfolgend berechnet werden. Aus der Summe der wirkenden Kräfte gemäß Abbildung 6.2 ergibt sich folgende Beziehung für die Berechnung der tatsächlichen Kontaktkraft, mit der das Schneidrad an den Baugrund gedrückt wird. Diese Kraft (F Con ) stellt die Abbau-spezifische Komponente des Parameters Anpresskraft Schneidradverschiebung dar. F Con = F Th,CWD - F S,CWD + F C,CWD + F B (Gl. 6.2) F Con = Kontaktkraft Schneidrad an Ortsbrust [kn] F Th,CWD = Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung [kn] F S,CWD = resultierende Stützdruckkraft auf Querschnittsfläche Schneidradantrieb [kn] F C,CWD = innere Reibungskräfte der Schneidradverschiebezylinder[kN] F B = Reibungskraft in der Führung des Lagers der Schneidradverschiebung [kn]

100 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 100 Die Reibungskräfte (F B und F C,CWD ) wirken während des Vortriebs als haltende Kräfte, da das Schneidrad während des Abbaus üblicherweise nicht verschoben wird. Sie unterstützen damit die Schneidradverschiebezylinder, da bereits ein Teil der Kraft, die entgegen der Vortriebsrichtung wirkt, aufgefangen wird. Entsprechend müssen sie gemäß Gleichung (6.2) addiert werden. Besonders deutlich wird dies, wenn man die Rohdaten der Anpresskraft Schneidrad (F Th,CWD ) um die resultierende Stützdruckkraft (F S,CWD ) reduziert. Am Beispiel der Wehrhahn- Linie zeigte sich hier eine teilweise negative Kraft (Abbildung 6.3). Abbildung 6.3: Teilbereich Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast, Mittelwerte pro Ring, um die Stützdruckkraft reduzierte Rohdaten zeigen negative Werte (roter Kreis) Ohne die wirkenden Reibungskräfte zu berücksichtigen ergibt sich für den gesamten Vortrieb der Wehrhahn-Linie im Mittel ein Anteil von rund 89 % an den Rohdaten, der ausschließlich aus dem aktiv aufgebrachten Stützdruck resultiert. Die Unterscheidung der auftretenden Reibungskräfte (F B und F C,CWD ) ist zumeist schwierig bis unmöglich. Die Summe der Kräfte kann aber abgeschätzt werden. Zu diesem Zweck wurden die Momentanwerte der Drücke (bzw. aus den Drücken und Kolbenflächen berechnete Kräfte) in den Schneidradverschiebezylindern während Vortriebspausen, in denen das Schneidrad ohne Kontakt zur Ortsbrust vorgeschoben oder zurückgezogen wurde, mit der Schneidradposition verglichen (vgl. Abbildung 6.4 a und b).

101 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 101 a) b) Abbildung 6.4: Schneidradverschiebung bei unterschiedlichen Kräften Im ersten Fall (Abbildung 6.4, a) wurde das Schneidrad bei einer anliegenden Kraft von 600 bis 700 kn nach vorne geschoben. Im zweiten Fall (Abbildung 6.4, b) wurden zwischen 1400 und 1600 kn benötigt und die Bewegung stoppte bereits, obwohl die anliegende Kraft immer noch mehr als 1000 kn betrug. Trotz gleicher Drehzahl, jeweils ohne Kontakt vom Schneidrad zur Ortsbrust und ähnlichen Druck- und Dichteverhältnissen in der Suspension, konnten keine einheitlichen Werte für die benötigte Kraft für die beginnende Schneidradverschiebung bestimmt werden. Auch bei zwei weiteren Situationen unter ähnlichen Bedingungen zeigten sich ebenfalls starke Variationen. Die Ursache dafür konnte nicht eindeutig identifiziert werden. Aufgrund dieser Unschärfe, die sich auch bei der Auswertung weiterer Vortriebe bestätigte, ließ sich aus den vorhandenen Daten kein repräsentativer, konstanter Wert für die tatsächlich wirkenden Reibungskräfte ermitteln. Für sämtliche nachfolgenden Analysen wurde eine Gesamtreibungskraft von 500 kn (F B und F C,CWD ) angenommen. Daraus ergibt sich die Möglichkeit, die Abbau-spezifische Komponente der Kontaktkraft des Schneidrades an die Ortsbrust (F Con ) nach Gleichung (6.2) zu berechnen. Abbildung 6.5 zeigt beispielhaft die tatsächliche Differenz von Rohdaten und aufbereiteten Daten für eine Strecke von 200 Ringen auf dem Vortrieb Südast.

102 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 102 Abbildung 6.5: Teilbereich Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast, Mittelwerte pro Ring, Unterschied von Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung zur Abbau-spezifischen Teilkomponente Kontaktkraft Schneidrad Die über den gesamten Vortrieb (Südast und Ostast) gemittelten Werte für den Anteil der Abbau-spezifischen Komponente Kontaktkraft Schneidrad an den Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung liegen im Mittel bei rund 40 %. Lediglich bei der Durchfahrt der Betonschlitzwände stellen sich kurzfristig Anteile von > 80 % ein (Abbildung 6.6). Auch im Bereich der Bahnhöfe liegen die Werte durch die deutlich verringerte Stützdruckkraft (Grundwasser vor der Durchfahrt der TVM innerhalb der Bahnhöfe abgesenkt) tendenziell höher. Abbildung 6.6: Anteil der Abbau-spezifischen Komponente Kontaktkraft Schneidrad an den Rohdaten Anpresskraft Schneidradverschiebung (Mittelwerte Wehrhahn-Linie, Südast)

103 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie Technische Einflüsse auf den Parameter Vortriebskraft gesamt In sehr ähnlicher Weise muss die Datenaufbereitung für den Parameter Vortriebskraft gesamt erfolgen. Abbildung 6.7 zeigt schematisch die wirkenden Kräfte im Bereich des Schildes einer Hydroschildmaschine. Abbildung 6.7: Schematische Darstellung der wirkenden Kräfte im Bereich des Schildes einer Hydroschildmaschine (Darstellung der Kräfte nicht maßstäblich, Angriffspunkte grob qualitativ) Die Abbau-spezifische Komponente, in diesem Fall die Mantelreibung am Schild (F Sh ), kann nach Gleichung (6.3) berechnet werden. F Sh = F Th total - F S - F C,TJ - F Con - F P (Gl. 6.3) F Sh = Mantelreibung am Schild [kn] F Th total = Rohdaten Vortriebskraft [kn] F S = resultierende Stützkraft auf TVM Querschnitt [kn] F C,TJ = Reibung Vortriebspressen aus Pressenleerhub [kn] F Con = Kontaktkraft Schneidrad an Ortsbrust [kn] F P = Schleppkraft Nachläufer [kn] Bei sämtlichen Schildvortrieben mit aktiver Ortsbruststützung wirkt die Stützdruckkraft auf die Querschnittsfläche der TVM und muss somit von den Vortriebspressen aufgefangen werden

104 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 104 können (vgl. z.b. Ermittlung der erforderlichen Vorpresskräfte in [Girmscheid, 2008, S. 527]). Einen Überblick über die Größenordnung der resultierenden Stützdruckkraft als Funktion des Maschinendurchmessers (wirksame Fläche) gibt Abbildung 6.8. Abbildung 6.8: berechnete Stützkraft bei unterschiedlichen Stützdrücken in Abhängigkeit vom Durchmesser der wirksamen Fläche (z.b. Durchmesser Tauchwand) Bei der Betrachtung der Betriebsdaten des Projektes Wehrhahn-Linie fällt sofort der Zusammenhang von Stützdruck und Gesamtvortriebskraft in den Rohdaten auf (vgl. Abbildung 6.9). Bei der Reduzierung der Rohdaten des Parameters Vortriebspressenkraft gesamt um die resultierende Stützdruckkraft zeigte sich, dass i.m. etwa ¾ der aufgewendeten Kräfte (Rohdaten) allein zur Überwindung des Stützdruckes notwendig waren. Abbildung 6.9: Gegenüberstellung von Rohdaten (Vortriebskraft und Stützdruck) und Abbauspezifischer Komponente (Mantelreibung am Schild)

105 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 105 Für die Bestimmung der Mantelreibung am Schild wurden die Rohdaten zusätzlich um die automatisch aufgezeichneten Werte für die Schleppkraft des Nachläufersystems, die berechnete Kontaktkraft des Schneidrades (vgl. Kapitel 6.4.1) und die Reibungskräfte der Vortriebspressen reduziert. Anders als bei dem Parameter Anpresskraft Schneidrad müssen diese Reibungskräfte jedoch zum Vorschieben der Maschine überwunden werden, so dass diese Komponente hier von den Rohdaten der Vortriebskraft abzuziehen ist. Um die Summe der Pressenreibungskräfte zu beziffern, müssen die Momentanwerte der Ringbauphasen ausgewertet werden, in denen die Pressen einzeln vor- und zurückgeschoben werden (Leerhub). Hier kann theoretisch nachvollzogen werden, in welcher Größenordnung der Druck bzw. die Kraft liegt, um eine einzelne Presse ohne Belastung zu bewegen. Aus der Anzahl der Vortriebspressen kann so auf die Gesamtkraft zur Überwindung der inneren Reibung geschlossen werden. Bei derartigen Auswertungen muss allerdings die Messgenauigkeit der verbauten Sensoren beachtet werden (vgl. Kapitel 4). Bei einem angegebenen Messfehler von z.b. ± 0,5 % vom Endwert liegt die Genauigkeit der aufgezeichneten Werte bereits in einer Größenordnung deutlich über der tatsächlichen Reibung. Eine sichere Quantifizierung ist damit technisch nicht möglich. Zusätzlich wurden die Auswertungen dadurch erschwert, dass der Druck bei der beginnenden Pressenverschiebung zwischen zwei Messungen innerhalb des aufgezeichneten 10- Sekunden-Intervalls von 0 gleich auf Werte > 25 bar anstieg. Da also kein exakter und konstanter Wert gefunden werden konnte, mussten Werte für nachfolgende Analysen angenommen werden. Die Annahme eines Pressendruckes beim Leerhub von 1 bis 2 bar erscheint dabei realistisch. Des Weiteren konnte aber auch nicht geklärt werden, ob sich die Reibungskräfte im Vortrieb, also bei deutlich höheren Betriebsdrücken gegenüber denen beim Ringbau, nicht noch wesentlich ändern. Abbildung 6.10 zeigt die Zusammenstellung der gemittelten Anteile der Komponenten für den Vortrieb Südast. Die Auswertung der Daten zeigt deutlich, dass die Größenordnung der Abbauspezifischen Komponente (Mantelreibung am Schild) um ein Vielfaches geringer ist als es die Rohdaten der Vortriebskraft vermuten lassen. Auch die in den Rohdaten vorhandenen Trends sind in den aufbereiteten Daten nicht mehr vorhanden, sondern ganz eindeutig den Stützdruckschwankungen zuzuordnen (vgl. Ring 0 bis 200 in Abbildung 6.9) Abbildung 6.10: links: Stützkraftanteil an Vortriebskraft gesamt; die Differenz zu 100 % setzt sich zusammen aus Kontaktkraft Schneidrad, Schleppkraft Nachläufer und den Reibungskräften aus Pressen und der Schildmantelreibung; rechts: mittlere Anteile für den gesamten Vortrieb

106 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 106 Zusätzlich zu den betrachteten Kräften kommen theoretisch noch ein Reihe von weiteren Kräften, wie z.b. die Reibungskraft zwischen der Bürstendichtung und der Tübbingoberfläche, hinzu. Da diese Kräfte aber im Vergleich zu den beschriebenen Kräften marginal sein dürften, werden sie in dieser Betrachtung nicht weiter berücksichtigt. Ansätze für eine Berechnung der theoretischen Mantelreibung am Schild finden sich z.b. in [Herzog, 1985] und [Girmscheid, 2008]. Mit Hilfe von Reibungsbeiwerten und Richtwerten für die Mantelreibung zwischen dem Baugrund und der Stahloberfläche des Schildes können demnach Größenordnungen abgeschätzt werden. In [Girmscheid, 2008] wird Gleichung (6.4) zur Berechnung der resultierenden Mantelreibungskraft angegeben. W R = w R * D * π * l (Gl. 6.4) W R = Schildmantelreibungskraft [kn] w R = flächenbezogene Mantelreibung nach [Girmscheid, 2008] [kn/m²] D = Außendurchmesser des Schildes [m] l = Länge des Schildes [m] Nach [Girmscheid, 2008, S. 548] kann für die flächenbezogene Mantelreibung w R in Kies oder Sand ein Wert von 8,4 ± 2 kn/m² angesetzt werden. Für die Maschine in Düsseldorf ergibt sich damit ein Wert von: W R = 8,4 ± 2 kn/m² * 9,49 m * π * 9,5 m 2379 ± 566 kn Der berechnete Wert von 2379 ± 566 kn ist als Richtwert für die Mantelreibung von Stahl auf Kies und Sand zu verstehen. Durch einen Bentonitfilm an der Außenseite des Schildes ist eine zusätzliche Reduzierung dieser Kraft zu erwarten. Die Auswertung aller Mittelwerte für den Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast ist in Abbildung 6.11 dargestellt. Insgesamt zeigt die Häufigkeitsverteilung der nach Gl. (6.3) berechneten Werte, mit einem Maximum bei 1500 bis 2000 kn, eine sehr genaue Übereinstimmung mit der nach Gl. (6.4) berechneten, theoretischen Mantelreibung. Die beschriebene Art der Aufbereitung der Rohdaten scheint somit plausibel.

107 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 107 Abbildung 6.11: Häufigkeitsverteilung der Werte für die Mantelreibung am Schild, Auswertung der Mittelwerte pro Ring, Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast; roter Pfeil = berechnete Mantelreibung nach Gl. (6.4) Technische Einflüsse auf den Parameter Drehmoment Schneidrad Bei der Aufbereitung der Rohdaten des Parameters Drehmoment Schneidradantrieb muss beachtet werden, dass bereits zum freien Drehen des Schneidrades ohne Kontakt zur Ortsbrust ein erhebliches Moment aufgewendet werden muss (im Folgenden als Leerdrehmoment bezeichnet). Der Betrag dieses Leerdrehmoments lässt sich z.b. aus den Momentandaten vor dem ersten Kontakt mit dem Baugrund (z.b. aus der Datenaufzeichnungen der Werksabnah-me) einer Vortriebsmaschine ersehen. Bei Vortrieben mit aktiver Ortsbruststützung durch eine Suspension oder Erdbrei muss zusätzlich das erhöhte Leerdrehmoment bei einer gefüllten Abbaukammer berücksichtigt werden. Zur Bestimmung bieten sich Momentandaten von Situationen im Vortrieb an, bei denen das Schneidrad ohne Kontakt zur Ortsbrust, aber mit gefüllter Abbaukammer und konstanter Drehzahl gedreht wurde (z.b. während der Wartung und kurz vor der Anfahrt nach Werkzeugwechseln). Bei der Vortriebsanalyse anhand von Maschinendaten ist es also notwendig, Aussagen zum tatsächlichen Leerdrehmoment (M idle ) zu treffen und die Rohdaten des Schneidraddrehmomentes entsprechend der jeweils aktuellen Vortriebsbedingungen (voll- oder teilgefüllte Abbaukammer) um das aktuelle Leerdrehmoment zu reduzieren. Man erhält so gemäß Gleichung (6.5) das effektive Drehmoment (M eff ).

108 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 108 M eff = M raw - M idle (Gl. 6.5) M eff = effektives Drehmoment [MNm] M raw = Rohdaten Drehmoment [MNm] M idle = Leerdrehmoment [MNm] Weitere mögliche Einflussfaktoren bei Schildvortrieben sind Inhomogenitäten von Dichte und Scherfestigkeit innerhalb des Stützmediums. Genauso werden ungleichmäßige Verklebungen am Schneidrad eine Veränderung des Drehmoments bewirken. Die Bewertung derartiger Einflüsse im Nachgang eines Vortriebs ist aber nur durch eine kontinuierliche, vortriebsbegleitende Dokumentation auf der Baustelle möglich und dürfte aber selbst dann in einer wenig relevanten Größenordnung liegen. Das Leerdrehmoment wurde beim Projekt Düsseldorf Wehrhahn-Linie bestimmt, indem die Momentanwerte am Ende eines Einstiegs mit Werkzeugwechsel kurz vor der Wiederaufnahme des Vortriebs ausgewertet wurden. Es zeigte sich, dass das von der Ortsbrust abgezogene Schneidrad in einer vollständig mit Bentonitsuspension gefüllten Abbaukammer nach dem Andrehen ein nur minimal variierendes Leerdrehmoment von etwa 0,2 bis 0,25 MNm benötigte, um die vorgegebene Drehzahl konstant zu halten (Abbildung 6.12). Abbildung 6.12: Bestimmung des Leerdrehmoments anhand von Momentanwerten

109 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie Menschlich bedingte Einflüsse auf die Betriebsdaten Der Einfluss der aktiven Steuerung auf die Betriebsdaten wurde in Kapitel 4 diskutiert. Am Beispiel der Penetration wird nun die Herleitung von Abbau-spezifischen Komponenten durch die Eliminierung von Steuereinflüssen aufgezeigt Menschliche Einflüsse auf den Parameter Penetration Die Rohdaten der Penetration können ohne gleichzeitige Bewertung weiterer Betriebsdaten (z.b. der Kontaktkraft Schneidrad, vgl. Kapitel 6.4.1) nicht zur Analyse des Abbauvorgangs benutzt werden, da die Penetration als vorgegebener Zielwert angestrebt wird (vgl. Kapitel 4). Eine Änderung der Penetration bedeutet also nicht zwangsläufig eine Änderung der Baugrundverhältnisse, sondern zuerst einmal nur eine Änderung der Vorgaben durch den Schildfahrer (Fahrweise). Um aus den Rohdaten des Parameters Penetration (Zielparameter) nun die Abbau-spezifische Komponente zu erhalten, muss der Einfluss der aktiven Steuerung berücksichtigt und aus den Daten entfernt werden. Dies geschieht durch die Normierung der Penetration auf die Kontaktkraft Schneidrad (vgl. Kapitel 6.4.1). Die erhaltene Abbau-spezifische Komponente wird als spezifische Penetration (vgl. [Rutschmann, 1975]) bezeichnet und liefert einen Wert, der sich eher für die Analyse von Baugrundbedingungen bzw. des Abbauvorgangs eignet als die aufgezeichneten Rohdaten. Pen spec = Pen raw / F Con (Gl. 6.6) Pen spec = spezifische Penetration [mm/(u*kn)] Pen raw = Rohdaten Penetration [mm/u] F Con = Kontaktkraft Schneidrad [kn] Bei Festgesteinsvortrieben ist der Zusammenhang von spezifischer Penetration und Gebirgsverhältnissen (Festigkeit, Durchtrennungsgrad), und somit der Vorteil gegenüber der Verwendung der Rohdaten der Penetration zur Datenanalyse, bereits hinreichend bekannt und wird auch zur Leistungsprognose genutzt [Alber, 1996]. Die Auswertung verschiedener Projekte hat gezeigt, dass durch die Kombination verschiedener Parameter die Anwendung durchaus vereinfacht werden kann. In vielen Fällen wurde klar, dass durch die gleichzeitige Beurteilung von Penetration, Schneidradanpresskraft und Stützdruck zwar ähnliche Tendenzen erkennbar wären, durch die Kombination dieser Parameter zu einer einzigen Abbau-spezifischen Komponente sich jedoch wesentlich direkter eventuell auftretende Änderungen identifizieren lassen.

110 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie Zusammenhang von Penetration, Anpresskraft und Drehmoment Durch die Vorgabe einer Penetration (als angestrebter Zielparameter) stellt sich bei gegebenen Baugrundbedingungen ein Wert für die notwendige Kontaktkraft Schneidrad zum Erreichen dieser Penetration ein (spezifische Penetration, vgl. Kapitel 6.5.1). Gleiches gilt auch für das Drehmoment, welches bei einer vorgegebenen Penetration, je nach (Abbau-) Widerstand den der Baugrund leistet, ebenfalls einen bestimmten Betrag annehmen muss, um diese Vorgabe zu erreichen. Je höher dabei der Abbauwiderstand des Baugrundes ist, desto höher muss das Drehmoment sein. Daraus folgt die Definition des spezifischen Drehmomentes (M spec ), wobei das tatsächliche Drehmoment (M raw ) auf die aktuelle Penetrationsrate (Pen raw ) normiert wird. Auf die Verwendung des effektiven Drehmoments (vgl. Kapitel 6.4.3) wird hier bewusst verzichtet, da sich das tatsächliche und je nach aktuellen Bedingungen möglicherweise stark variierende Leerdrehmoment in den allermeisten Fällen nur sehr ungenau bestimmen lässt. M spec = M raw / Pen raw (Gl. 6.7) M spec = spezifisches Drehmoment [MNm/(mm/U)] M raw = Rohdaten Drehmoment [MNm] Pen raw = Rohdaten Penetration [mm/u] Anhand der Daten der Wehrhahn-Linie in Abbildung 6.13 kann der Zusammenhang von spezifischer Penetration und spezifischem Drehmoment aufgezeigt werden. Liegt das Verhältnis von Penetration zur Kontaktkraft Schneidrad (= spezifische Penetration) bei hohen Werten, so ist der Abbauwiderstand des Baugrundes gering. Daher wird auch nur ein verhältnismäßig geringes Drehmoment benötigt, um bei einer bestimmten Penetrationsrate den Baugrund zu lösen (geringes spezifisches Drehmoment). Bei geringen Werten für die spezifische Penetration hingegen hat der Baugrund einen hohen Abbauwiderstand, und damit liegt auch das notwendige spezifische Drehmoment deutlich höher. Sowohl das Verhältnis von Penetration zu Kontaktkraft Schneidrad (spezifische Penetration) als auch das Verhältnis von Drehmoment zu Penetration (spezifisches Drehmoment) sind demnach abhängig vom Abbauwiderstand des Baugrundes und über diesen sogar miteinander verknüpft. Besonders anschaulich lassen sich bekannte Besonderheiten im Vortrieb Wehrhahn-Linie mit diesen Abbau-spezifischen Komponenten darstellen (Abbildung 6.14 und Abbildung 6.15).

111 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 111 Abbildung 6.13: Verhältnis von spezifischem Drehmoment und spezifischer Penetration als Funktion der Effektivität des Abbaus (Daten: Mittelwerte pro Ring, Wehrhahn-Linie gesamt) Abbildung 6.14: Vortrieb Wehrhahn-Linie Südast, aus Mittelwerten pro Ring aufbereitete Abbau-spezifische Komponenten, oben: Einfluss der Betonschlitzwände auf das spezifische Drehmoment; unten: Einfluss einer sehr lockeren Lagerung auf die spezifische Penetration

112 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 112 Abbildung 6.15: Einfluss bestimmter Baugrundbedingungen / Besonderheiten auf das Verhältnis von spezifischem Drehmoment und spezifischer Penetration (Daten: Mittelwerte pro Ring, Projekt Wehrhahn-Linie Düsseldorf) Es zeigt sich, dass bei der Durchfahrt der Betonschlitzwände ein hohes spezifisches Drehmoment und eine geringe spezifische Penetration als Funktion des deutlich erhöhten Abbauwiderstandes (Beton) auftreten (Abbildung 6.14, oben). Bei der Durchfahrt des Bahnhofs Graf-Adolf-Platz kam es zu einem Nachbrechen des Materials unter dem Betondeckel, so dass der Baugrund vor dem Schneidrad nur noch in sehr lockerer, quasi geschütteter Lagerung vorlag. Die Konsequenzen sind ein sehr geringes spezifisches Drehmoment und eine sehr hohe spezifische Penetration (Abbildung 6.14, unten). Ob und falls ja in welcher Größenordnung die aufbereiteten Werte von anderen Baugrundeigenschaften (mit)beeinflusst werden, soll in dem folgenden Kapitel 7 geklärt werden. 6.6 Zusammenfassung des Kapitels In diesem Kapitel wurden die Möglichkeiten und Grenzen der Aufbereitung von TVM- Rohdaten anhand von ausgewählten Hauptvortriebsparametern verdeutlicht. Es wurde gezeigt, dass die Aussagekraft automatisch generierter Rohdaten ohne Aufbereitung für die Interpretation von Baugrundbedingungen sehr begrenzt ist und deren Verwendung falsche Schlussfolgerungen begünstigt. So hat beispielsweise die negative Korrelation der Parameter Penetration und Anpresskraft Schneidradverschiebung, wie sie von [Köhler et al., 2012] beschrieben wird (vgl. Kapitel 4.4), ihre Ursache in der Verwendung von Rohdaten und nicht in den Baugrundbedingungen. Genauso ist die von [Wendl, 2012] gefundene Korrelation von auftretenden Kräften der Schneidradverschiebung zur Überlagerungshöhe primär das Resultat

113 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 113 von technische Einflüssen (Stützdruck als Funktion des Grundwasserstandes) und nicht von bestimmten Baugrundeigenschaften. Die Zerlegung von Rohdaten in Abbau-spezifische und Abbau-unabhängige Teilkomponenten ist zwingend notwendig, da in vielen Fällen die Abbau-unabhängigen Teilkomponenten wie Reibung oder die aktiv aufgebrachte Stützkraft den Hauptanteil an den Rohdaten ausmachen. Trotz theoretisch plausibler Berechnungsansätze bleibt aber eine genaue Bestimmung der Abbau-spezifischen Teilkomponenten in den allermeisten Fällen aufgrund der sehr wechselhaften Bedingungen bei TVM-Vortrieben extrem schwierig. Ungenauigkeiten in der Messung (vgl. Kap 4.1) haben einen negativen Einfluss auf die Aussagekraft der aufbereiteten Daten ebenso wie sich ändernde Reibungswerte im Laufe eines Vortriebs (z.b. durch Verschleiß oder Eintrag von Schlamm, Staub, etc.). Eine nachträgliche Bewertung oder Korrektur solcher Effekte ist meist nicht möglich. Trotzdem ist eine Zerlegung der Rohdaten sinnvoll, da der tatsächliche Einfluss der Baugrundeigenschaften auf die Abbau-spezifischen Teilkomponenten wesentlich höher sein wird als auf die Rohdaten. Zudem können durch eine zeitnahe Überwachung der Teilkomponenten Änderungen im Maschinenverhalten schnell entweder technischen oder Abbau-spezifischen Ursachen zugeordnet werden. Auch geringe Schwankungen der Abbau-spezifischen Teilkomponenten, die keine relevante Variation der Rohdaten hervorrufen, können so schneller bemerkt und kritischen Einflüssen (wie z.b. beginnende Verklebungen) viel früher entgegengewirkt werden. Für zukünftige Projekte lassen sich folgende Hinweise und Empfehlungen gemäß Tabelle 6.2 hinsichtlich der Aufbereitung von Betriebsdaten zu Analysezwecken geben.

114 nach Vortriebsbeginn vor Vortriebsbeginn 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 114 Tabelle 6.2: Empfehlungen hinsichtlich Datenanalysen von Maschinendaten Kalibrierung und Überprüfung sämtlicher Sensoren für vortriebsrelevante Parameter (Linearität und Nullpunkt für die Umrechnung der analogen Eingangssignale) * Prüfen des Leerdrehmoments durch Drehen des Schneidrades ohne Kontakt zur Ortsbrust für den jeweiligen Vortriebsmodus - Prüfen Leerdrehmoment in Luft = open Mode von EPB und offene Schilde Prüfen** der Reibungskräfte innerhalb des Lagers der Schneidradverschiebung und der Reibungskräfte innerhalb der Schneidradverschiebezylinder durch Vor- und Zurückschieben des Schneidrades Prüfen** der Reibung innerhalb der Vortriebspressen durch Vor- und Zurückschieben einzelner Pressengruppen (Pressendruck bei Leerhub) Bereitstellung einer Visualisierung der aufbereiteten Daten der Abbau-spezifischen Komponenten im Steuerstand als zusätzliches Kontrollmittel Regelmäßige Überprüfung sämtlicher Sensoren für vortriebsrelevante Parameter und ggf. Rekalibrierung (Linearität und Nullpunkt für die Umrechnung der analogen Eingangssignale) Prüfen des Leerdrehmoments durch Drehen des Schneidrades ohne Kontakt zur Ortsbrust für den jeweiligen Vortriebsmodus: - in Suspension = Hydro Mode - in Halbfüllung Suspension/Druckluft = Halbfüllung Hydroschild - in Halbfüllung Erdbrei/Druckluft = Halbfüllung EPB-Schild - in Erdbrei = EPB Mode Überprüfung** der gefundenen Werte für Reibungskräfte innerhalb des Lagers der Schneidradverschiebung und der Reibungskräfte innerhalb der Schneidradverschiebezylinder durch Vor- und Zurückschieben des Schneidrades Überprüfung** der gefundenen Werte der Reibung innerhalb der Vortriebspressen durch Vor- und Zurückschieben einzelner Pressengruppen (Pressendruck bei Leerhub) * Bereits bei der Konzipierung sollte auf eine angemessene Dimensionierung der Sensoren geachtet werden. ** Zur genauen Prüfung der Reibungskräfte empfiehlt es sich, die Aufzeichnungsfrequenz zu erhöhen. Die Verwendung der aufbereiteten Daten kann aber dennoch nicht uneingeschränkt empfohlen werden, da stellenweise schlichtweg zu viele Einflüsse auf die Rohdaten wirken oder die Aufnahmegenauigkeit nicht ausreicht. Bei der Aufbereitung müssen dann zu viele Annahmen getroffen werden, so dass lediglich die Bewertung von Trends, nicht aber von absoluten Beträgen sinnvoll erscheint. Die Bewertung der in diesem Kapitel betrachteten Parameter findet sich in Tabelle 6.3.

115 Penetration spezifische Penetration Drehmoment Schneidrad spezifisches Drehmoment Vortriebskraft gesamt Mantelreibung am Schild Anpresskraft Schneidradverschiebung Kontaktkraft Schneidrad 6 Datenaufbereitung vor der Analyse von TVM Betriebsdaten am Beispiel Wehrhahn-Linie 115 Tabelle 6.3: Empfehlungen hinsichtlich der Verwendbarkeit von Maschinendaten bei Schildvortrieben mit Ortsbruststützung Verwendbarkeit der Rohdaten laut Aufzeichnung zur Baugrundanalyse Verwendbarkeit der Abbau-spezifische Komponenten zur Baugrundanalyse wenig empfehlenswert: empfehlenswert: - sehr hoher Anteil der Werte resultiert alleine aus dem Stützdruck (> 80 % möglich) - Reibungskräfte werden nicht berücksichtigt - hoher Anteil dieser Werte scheint aus dem Abbauwiderstand des Baugrunds zu resultieren - nur in Kombination mit dem Schneidradzustand (Verschleiß- und Verklebungsgrad) sinnvoll nicht / wenig empfehlenswert: wenig empfehlenswert: - sehr hoher Anteil der Werte resultiert alleine aus dem Stützdruck (> 70 % möglich) - Reibungskräfte und weitere Kräfte werden nicht berücksichtigt - zu viele Umstände haben einen Einfluss auf die Rohdaten, so dass bei deren Aufbereitung zu viele Annahmen getroffen werden müssen eingeschränkt empfehlenswert: empfehlenswert: - Einflüsse aus Fahrweise und Leerdrehmoment werden nicht berücksichtigt - nur für Beurteilung von kurzfristigen Änderungen und Trends sinnvoll - hoher Anteil dieser Werte scheint aus dem Abbauwiderstand des Baugrunds zu resultieren - nur in Kombination mit dem Schneidradzustand (Verschleiß- und Verklebungsgrad) sinnvoll nicht empfehlenswert: empfehlenswert: - vorgegebene Zielwerte für die Penetration werden bei der Steuerung angestrebt - hoher Anteil dieser Werte scheint aus dem Abbauwiderstand des Baugrunds zu resultieren - daher resultieren Änderungen in erster Linie aus der aktiven Maschinensteuerung - nur in Kombination mit dem Schneidradzustand (Verschleiß- und Verklebungsgrad) sinnvoll

116 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs Nach der Definition von relevanten Baugrundkennwerten und verschiedenen Abbauunabhängigen Einflüssen auf die automatisch aufgezeichneten Betriebsdaten einer TVM ist nun die separate Betrachtung der Abbau-spezifischen Teilkomponenten und deren Zuordnung zu tatsächlichen Baugrundbedingungen Inhalt dieses Kapitels. Der Inhalt der Kapitel 7.1 bis 7.4 wurde bereits vorab in [Hollmann et al., 2013] veröffentlicht. Es werden nacheinander anhand von verschiedenen Projektbeispielen die Einflüsse aus Schneidraddesign und -zustand und die direkten sowie die indirekten Einflüsse von tatsächlichen Baugrundeigenschaften auf die Abbau-spezifischen Teilkomponenten der aufbereiteten Daten aufgezeigt und beschrieben. Als Konsequenz aus den Erkenntnissen können dann Empfehlungen für die zukünftige Verwendung von Maschinendaten bzw. von Teilkomponenten der Rohdaten zu Analysezwecken sowie von bestimmten Baugrundkennwerten zu Prognosezwecken gegeben werden. 7.1 Schneidraddesign Durch die bei jedem Tunnelbauprojekt individuell gestaltete Schneidradgeometrie ist es nicht möglich, die Daten von zwei oder auch mehreren Projekten (auch in der gleichen Vortriebstechnik) ohne weiteres miteinander zu vergleichen. Bereits ein unterschiedlicher Schneidraddurchmesser verursacht deutliche Unterschiede in den Betriebsdaten bei ansonsten konstanten Bedingungen. Weitere Faktoren sind der Öffnungsgrad des Schneidrades (meist von Anfang bis Ende eines Projektes konstant), aber auch die Anordnung oder die Art der Werkzeuge (Disken, Ripper, Schälmesser). Da sich der Werkzeugbesatz innerhalb eines Projektes ändern kann, kann auch bei der Auswertung von Daten einzelner Projekte die Berücksichtigung solcher Effekte notwendig sein, wobei eine genaue Quantifizierung meist nicht möglich sein dürfte. 7.2 Schneidradzustand Neben einem sich ändernden Werkzeugbesatz gibt es aber noch weitere Eigenschaften, die sich innerhalb eines Projektes ändern können und einen ganz wesentlichen Einfluss auf den Abbauprozess haben. Ein zunehmender Verschleiß der Abbauwerkzeuge führt beispielsweise direkt zu einem Anstieg der notwendigen Kontaktkraft Schneidrad und dadurch zu einer Reduzierung der spezifischen Penetration. Beide Werte bilden die Effektivität des Abbaus offensichtlich sehr gut ab (vgl. Abbildung 6.13), wobei ein hoher Teil direkt aus dem Abbauwiderstand des Baugrundes resultiert. Der andere wesentliche Teil resultiert aus Effekten, die den Abbauprozess stören, wie z.b. dem Verschleißgrad der Abbauwerkzeuge. Der Betrag, der durch Verschleiß verursacht wird, kann durch den Vergleich der Daten kurz vor und nach einem Werkzeugwechsel bestimmt werden. Abbildung 7.1 zeigt die aufbereiteten Daten eines Hydroschildvortriebs, bei dem es zu deutlichen Verschleißerscheinungen an den Abbauwerkzeugen kam. Vor dem Austausch der Werkzeuge zeigt sich jeweils ein deutlicher Anstieg von spezifischem Drehmoment bzw. eine deutliche Verringerung der spezifischen Penetration. Der jeweilige Betrag äußert sich in einem auffälligen Sprung der Daten von einem Ring zum nächsten bei der Erneuerung der Werkzeuge (Werkzeugwechsel).

117 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 117 Abbildung 7.1: Einfluss von Verschleißerscheinungen an Abbauwerkzeugen auf das spezifische Drehmoment (oben) und die spezifische Penetration (unten), (verändert/ergänzt nach [Hollmann et al., 2013]) Einen sehr ähnlichen Einfluss auf die Betriebsdaten können auch Materialanhaftungen am Schneidrad und an den Werkzeugen haben. Genauso wie stumpfe Werkzeuge behindern auch Verklebungen die Effektivität des Abbaus, so dass die notwendigen Kontaktkräfte Schneidrad steigen. Als direkte Folge fällt der Betrag der spezifischen Penetration und das spezifische Drehmoment steigt an. Dieser Effekt zeigt sich deutlich an den Daten in Abbildung 7.2. Abbildung 7.2: Einfluss von Verklebungen an Schneidrad und Abbauwerkzeugen auf das spezifische Drehmoment (oben) und die spezifische Penetration (unten), (verändert/ergänzt nach [Hollmann et al., 2013])

118 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 118 Während der Bauphase wurde der Zustand des Schneidrades bei diesem Projekt sehr genau dokumentiert. Die hohen Werte des spezifischen Drehmoments sowie die geringen Werte der spezifischen Penetration lassen sich hier den aufgetretenen Verklebungen zuordnen. Der Unterschied im Betrag der Daten zeigt sich beim Vergleich kurz vor und nach den Reinigungsarbeiten (Abbildung 7.2). 7.3 Baugrundeigenschaften In Kapitel 2 wurden verschiedene Baugrundkennwerte und ihr Einfluss auf das Maschinenverhalten diskutiert, wobei nur einigen wenigen Baugrundeigenschaften überhaupt das Potential zugesprochen wurde, innerhalb des Einsatzbereichs der verwendeten Vortriebstechnik einen relevanten Einfluss auf eine TVM auszuüben. Dies sind vor allem die festigkeitsbestimmenden Eigenschaften eines Bodens, da diese den Abbauwiderstand des Baugrundes wesentlich beeinflussen Direkte Einflüsse aus den Baugrundeigenschaften Kennwerte, die einen direkten Einfluss auf den Abbauwiderstand eines Bodens haben, sind bei bindigen Böden die Konsistenz bzw. bei nichtbindigen Böden die Lagerungsdichte. Es hat sich gezeigt, dass diese festigkeits(mit)bestimmenden Eigenschaften eines Bodens wesentlich entscheidender für den Abbauprozess sind als die eigentliche Bodenart. Als Maß für die Größenordnung eines Abbauwiderstands lassen sich damit z.b. die Ergebnisse von Standard Penetration Test nutzen, da diese mit der Konsistenz [Terzaghi & Peck, 1967] bzw. der Lagerungsdichte [Meyerhoff, 1956] korrelieren. Bei ansonsten konstanten Bedingungen muss die Kontaktkraft Schneidrad mit zunehmender Konsistenz, bzw. Lagerungsdichte des Bodens ansteigen. Die spezifische Penetration sollte entsprechend verringert werden und das spezifische Drehmoment sollte ansteigen (vgl. Abbildung 7.3). Die gleiche generelle Tendenz gilt für eine zunehmende Festigkeit (Gefügefestigkeit) von Böden. Abbildung 7.3: Zusammenhang von Konsistenz und Lagerungsdichte zum Abbauwiderstand und Auswirkung auf die Abbau-spezifischen Komponenten (verändert/ergänzt nach [Hollmann et al., 2013])

119 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 119 Der Effekt von unterschiedlichen Lagerungsdichten auf das spezifische Drehmoment und die spezifische Penetration lässt sich am Beispiel eines Hydroschildvortriebs zeigen (Abbildung 7.4). Die Angaben zu den unterschiedlichen Lagerungsdichten stammen aus Ergebnissen von Standard Penetration Test aus den Ausschreibungsunterlagen und den Kartierungen der Ortsbrust im Zuge des Vortriebs. Die Auswirkungen der unterschiedlichen Lagerungsdichte auf die Abbau-spezifischen Komponenten der Betriebsdaten sind, bei ansonsten (bis auf den Werkzeugbesatz) relativ konstanten Bedingungen, deutlich erkennbar. Der Betrag des spezifischen Drehmoments steigt von Werten von rund 0,1 bei mitteldichter Lagerung auf Werte von rund 0,2 bei dichter Lagerung. Bei sehr dichter Lagerung kommen in diesem Beispiel zusätzlich noch deutliche Effekte aus dem Verschleiß der Abbauwerkzeuge hinzu, so dass die Werte von bis zu 0,8 hier nicht ausschließlich aus dem Abbauwiderstand resultieren (vgl. Kap 7.2). Auch ein geänderter Werkzeugbesatz hin zu mehr Disken und weniger Rippern aufgrund der höheren Lagerungsdichte [Hollmann et al., 2013] hat möglicherweise einen zusätzlichen Effekt auf die Höhe der Abbau-spezifischen Komponenten. Abbildung 7.4: Abbau-spezifische Komponenten in Vortriebsabschnitten mit gleicher Bodenart (immer GW) aber unterschiedlichen Lagerungsdichten, oben spezifisches Drehmoment, unten spezifische Penetration (verändert/ergänzt nach: [Hollmann et al., 2013]) Dieses Beispiel zeigt deutlich, dass es auch innerhalb einer Bodenart zu großen Unterschieden bei den Abbauwiderständen kommen kann. Umgekehrt bedeutet dies, dass der Vergleich von unterschiedlichen Bodenarten ohne die Berücksichtigung der Lagerungsverhältnisse oder Konsistenzen wahrscheinlich zu Fehleinschätzungen führen wird. Ein Übergang von einer Bodenart in eine andere lässt sich bei der Analyse der Abbau-spezifischen Komponenten also nur erkennen, wenn auch Unterschiede bei den Festigkeitseigenschaften vorliegen. Je nachdem wie groß diese Unterschiede sind, wird sich auch der Betrag der Maschinendaten ändern. Der generelle Trend, hin zu höheren oder geringeren Werten der Abbau-spezifischen Parameter, z.b. beim Übergang von Sand zu Kies, ist dabei primär abhängig von den jeweiligen Festigkeitseigenschaften und nicht von der Bodenart.

120 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 120 Ein solcher Trend lässt sich auch bei einem Übergang von Locker- zu Festgesteinsbedingungen und einer entsprechenden Steigerung der Festigkeitseigenschaften des Baugrundes aufzeigen. Abbildung 7.5 zeigt ein Beispiel für einen solchen Übergang. Je größer der Anteil an Festgestein an der Ortsbrust wird, umso höher wird auch der Betrag der Kontaktkraft Schneidrad bzw. umso geringer wird der Betrag der spezifischen Penetration. Ganz ähnliche Trends wurden bereits von [Alber, 1999] für die Werkzeugandruckkraft als Funktion der Gesteinsfestigkeit an der Ortsbrust bei Festgesteinsvortrieben aufgezeigt. Abbildung 7.5: Einfluss von Festigkeitseigenschaften auf das spezifische Drehmoment und die spezifische Penetration beim Übergang von Boden zu Festgestein (verändert/ergänzt nach: [Hollmann et al., 2013]) Indirekte Einflüsse aus den Baugrundeigenschaften Auch Baugrundeigenschaften, die keinen direkten Einfluss auf den Abbauwiderstand haben, können indirekt über den Verschleiß oder Verklebungen einen Einfluss auf die Effektivität des Abbaus nehmen. Eigene Untersuchungen haben gezeigt, dass der Verschleiß der Abbauwerkzeuge ganz wesentlich durch die Lagerungsdichte gesteuert wird. Detailliertere Ausführungen zur Bewertung des Verschleißpotentials von Böden finden sich in Kapitel 8 dieser Arbeit. Andere Kennwerte wie der Petrographische Inhalt (z.b. in Form des äquivalenten Quarzgehaltes) eines Bodens haben zwar keinen direkten Einfluss auf die Festigkeit eines Bodens, begünstigen aber ebenfalls das Verschleißpotential und können dadurch die Effektivität des Abbaus verringern. Allein durch den höheren Verschleiß der Abbauwerkzeuge werden daher bei einem Vortrieb in dicht gelagerten Kiesen mit einem hohen Quarzanteil höhere Kontaktkräfte für den Abbau notwendig sein als in einem Vortrieb in Sanden mit ähnlicher Lagerungsdichte und geringerem Quarzanteil.

121 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 121 Einen besonders großen Einfluss haben demnach diejenigen Kennwerte, die sowohl den Abbauwiderstand direkt als auch indirekt über den Verschleiß beeinflussen. Vor allem für die Lagerungsdichte von nichtbindigen Lockergesteinen trifft dies zu. Auch beim Thema Verklebungen haben einzelne Kennwerte wie z.b. die Tonmineralogie keinen direkten Einfluss auf den Abbauwiderstand, wohl aber auf das Verklebungspotential. Ein höheres Verklebungspotential begünstigt die Bildung von Verklebungen und kann damit den Abbauprozess behindern [Thewes, 1999], [Hollmann & Thewes, 2011]. Da das Verklebungspotential bei Tonen mit weicher Konsistenz deutlich höher liegt als bei Tonen mit fester Konsistenz, kann die Effektivität des Abbaus sogar bei Böden mit geringer Festigkeit allein aufgrund von Verklebungen am Schneidrad und an den Abbauwerkzeugen deutlich verringert sein. 7.4 Besonderheiten Besondere Situationen entstehen, wenn Hindernisse im Baugrund auftauchen. Dies können natürliche Hindernisse wie Steine und Blöcke oder auch künstliche Hindernisse wie Betonwände sein (Abbildung 6.14). Genauso kommen auch Hohlräume oder Wasserreservoirs vor. Durch die hohen Festigkeitsunterschiede können hier deutliche Effekte auf die Abbau-spezifischen Komponenten der Betriebsdaten entstehen. 7.5 Vergleich unterschiedlicher Projekte Für einen Vergleich der aufbereiteten Maschinendaten unterschiedlicher Projekte ist es notwendig, die Einflüsse aus dem Schneidraddesign, zumindest die Schneidradgröße, zu berücksichtigen. Verdeutlichen lässt sich das z.b. am Drehmoment, welches bei gleicher Penetration bei einer TVM mit großem Durchmesser (und entsprechend mehr Werkzeugen) höher sein muss als bei einer kleineren Maschine. In Kapitel wurde die spezifische Penetration, in Kapitel das spezifische Drehmoment definiert. Diese Parameter müssen für den Vergleich von unterschiedlichen Projekten auf eine einheitliche Fläche bezogen werden. Bei dem Abbau-spezifischen Parameter spezifisches Drehmoment (M spec ) geschieht dies durch den direkten Bezug zur Ortsbrust- bzw. zur Schneidradfläche, wodurch physikalisch ein flächenbezogenes, spezifisches Drehmoment gemäß Gleichung (7.1) ermittelt wird (Maß dafür, wie viel Drehmoment notwendig, ist um das Schneidrad bei einer einheitlichen Penetration zu drehen, bezogen auf eine einheitliche Fläche). Da sich dieses Maß als hochsignifikanter Kennwert für die Bewertung der Gefügefestigkeit herausgestellt hat, soll dieser komplexe Parameter im Folgenden als Torque-Index (TI) bezeichnet werden. TI = M spec / A CW (Gl. 7.1) TI = Torque-Index (flächenbezogenes, spezifisches Drehmoment) [-] M spec = spezifisches Drehmoment [MNm/(mm/U)] A CW = Fläche Schneidrad [m²]

122 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 122 Bei dem Abbau-spezifischen Parameter spezifische Penetration (Pen spec ) wird zunächst der Abbau-spezifische Parameter Kontaktkraft Schneidrad (F Con ) auf die Ortsbrustfläche normiert. Dadurch entsteht die spezifische Kontaktkraft Schneidrad (SCF) gemäß Gleichung (7.2), mit der sich die Kräfte unterschiedlicher Projekte vergleichen lassen (vgl. auch Kapitel 8.6.3). SCF = F Con / A CW (Gl. 7.2) SCF = spezifische Kontaktkraft Schneidrad [kn/m²] F Con = Kontaktkraft Schneidrad [kn] A CW = Fläche Schneidrad [m²] Anschließend werden die Rohdaten der Penetration (Pen raw ) auf diese spezifische Kontaktkraft Schneidrad bezogen. Man erhält physikalisch eine Penetration, die auf eine flächenbezogene Kraft gemäß Gleichung (7.3) normiert ist (Maß dafür, wie weit sich das Schneidrad pro Umdrehung bei einer einheitlichen Spannung (Kraft pro Fläche [kn/m²]) in den Baugrund eindrücken lässt). Auch dieses Maß hat sich als hochsignifikanter Kennwert, allerdings hier für die Bewertung der Lagerungsdichte bzw. der Konsistenz herausgestellt, und soll daher im Folgenden als Force- Index (FI) bezeichnet werden. FI = Pen raw / SCF (Gl. 7.3) FI = Force-Index (flächenbezogene, spezifische Penetration) [-] Pen raw = Rohdaten Penetration [mm/u] SCF = spezifische Kontaktkraft Schneidrad [kn/m²] Durch diese Normierung werden Werte erzeugt, die einen Vergleich von unterschiedlichen Projekten ohne Einflüsse aus Steuerung (Vorgabe Penetration) und Maschinengröße erlauben. Weitere mögliche Unterschiede wie z.b. der Öffnungsgrad des Schneidrades oder der Werkzeugbesatz werden bei dieser Form der Auswertung jedoch nicht berücksichtigt. In der nachfolgenden Tabelle 7.1 findet sich eine Zusammenstellung der Projektdaten von vier verschiedenen Vortrieben der vergangenen Jahre. Alle Projekte wurden mittels Hydroschild in unterschiedlichen Größen und in unterschiedlichen Geologien aufgefahren. Die Daten dieser vier Vortriebe wurden wie in den vorangegangenen Kapiteln beschrieben aufbereitet und für den Vergleich auf die jeweilige Schneidradfläche normiert. Die erhaltenen Daten für den Torque-Index (TI) und den Force-Index (FI) sind in Abbildung 7.6 dargestellt.

123 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 123 Tabelle 7.1: Übersicht über die Projektdaten von 4 Hydroschildvortrieben (SM V-4) D [m] A [m²] d [m] Geologie Baugrund Besonderheiten Projekt A (Düsseldorf) 9,45 70,1 3,6 Flussschotter, Kies und Sand, keine bindigen Anteile, meist mitteldichte, tlw. dichte Lagerung / Projekt B 11,3 100,3 4,6 Projekt C 13,03 133,4 5,6 Projekt D + E 10,87 92,8 4,6 D = Durchmesser Schneidrad A = Ortsbrustfläche d = Durchmesser Schneidradantrieb marine Sedimente, Wechsel aus Sanden und Ton, Lagerungsdichte der Sande meist mitteldicht und mit bindigem Anteil Flussschotter, meist Kies und Sand, tlw. auch bindiges Material, mitteldichte bis sehr hohe Lagerungsdichte, tlw. Verkittungen (Konglomerat) Wechsellagerung aus Sandsteinen und feinkörnigem Material an der Grenze von Locker- zu Festgestein teilweise Verklebungen bereichsweise hoher Verschleiß bereichsweise starke Verklebungen Abbildung 7.6: Torque-Index (TI) und Force-Index (FI) der verschiedenen Vortriebe

124 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 124 In der Darstellung zeigt sich ein klarer Trend der Datenpaare in Abhängigkeit der Effektivität des Abbaus als Funktion aus Abbauwiderstand und dem Schneidradzustand. Besonders deutlich wird dieser Trend bei der gesonderten Betrachtung und dem Vergleich einzelner Projekte, wie z.b. den Daten vom Projekt A (Referenzprojekt Wehrhahn-Linie) und dem Projekt D und E in Abbildung 7.7. Abbildung 7.7: Gegenüberstellung der Daten von Projekt A und Projekt D und E Der Vortrieb im Projekt A war gekennzeichnet durch eine meist mitteldichte bis teilweise dichte Lagerung der Terrassenschotter, wohingegen der Vortrieb im Projekt D und E in Gesteinen des Buntsandsteins erfolgte. Charakteristisch waren hier Wechsel von Sandsteinen mit schlechter bis sehr guter Kornbindung [DIN , 2002] und feinkörnigen Lagen (jeweils 10er cm bis mehrere Meter mächtig), die sich im Grenzbereich von Locker- zu Festgestein bewegten. Zusätzlich traten bei Projekt D und E teilweise gravierende Verklebungen auf, die den Abbauprozess stark behinderten. Beim Projekt A wurde eine vergleichsweise geringe Kraft benötigt, um eine vorgegebene Penetration zu erreichen (vergleichsweise geringe Lagerungsdichte, keine Verklebungen, kein nennenswerter Verschleiß der Abbauwerkzeuge). Um das Schneidrad bei dieser Penetration zu drehen wurde entsprechend nur ein geringes Drehmoment benötigt (vergleichsweise geringe Gefügefestigkeit des Bodens). Bei Projekt D und E wurde allein für das Eindringen der Werkzeuge in den Baugrund eine weitaus höhere Kraft benötigt (vergleichsweise hohe Lagerungsdichte an der Grenze von Locker- zu Festgestein, vgl. Abbildung 7.3). Durch die hohe spezifische Kontaktkraft Schneidrad und eine vergleichsweise hohe Gefügefestigkeit durch Kohäsionskräfte und teilweise mineralische Bindung der Körner lag somit auch das benötigte Drehmoment um ein Vielfaches höher als beim Vortrieb im Projekt A. Einzelne Werte, die aus der Durchfahrt von Betonschlitzwänden beim Projekt A resultie-

125 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 125 ren (Hindernisse), liegen in einem vergleichbaren (unteren) Bereich zu den Werten der Projekte D und E. Bei einem Vergleich der Projekte A (Referenzprojekt Wehrhahn-Linie) und einem Vortriebsabschnitt im Projekt B, bei dem ausschließlich Sand durchörtert wurde (Projekt B-Sand), fällt auf, dass die Datenpaare in einem ähnlichen Bereich für den Force-Index (FI) liegen, aber die Daten in Projekt B deutlich höhere Werte für den Torque-Index (TI) annehmen. Die Ursache hierfür liegt in einer sehr ähnlichen, meist mitteldichten bis dichten Lagerung des Materials. Dadurch zeigen sich ähnliche Werte für den Force-Index (FI). Durch die deutlich höhere Überlagerung von bis zu 45 m im Projekt B und einem Anteil von ca. 15 Gew.-% an Material < 2 µm in den Sanden haben diese im Vergleich zu den kohäsionslosen Sand-Kies-Gemischen im Projekt A aber eine höhere Gefügefestigkeit. Das hat direkte Auswirkungen auf den Torque-Index (TI) und zeigt sich in den Werten > 0,001 auf der y-achse in Abbildung 7.8. Abbildung 7.8: Gegenüberstellung der Daten von Projekt A und Projekt B-Sand Der Vergleich von Projekte A und Projekt C in Abbildung 7.9 zeigt nochmal die Auswirkungen von einer im Vergleich höheren Lagerungsdichte bei Projekt C (geringere Werte für den Force- Index (FI)) und besonders einer insgesamt höheren Festigkeit (höhere Werte für den Torque- Index (TI)). Im Gegensatz zu den relativ leicht lösbaren Kies-Sand-Gemischen im Vortrieb beim Projekt A war das Lösen des Materials im Projekt C oftmals sehr mühsam. Teilweise wurden auch einzelne Kiese beim Lösen aus der Ortsbrust gebrochen, was auf eine sehr hohe Gefügefestigkeit hindeutet. Stellenweise war das Material aber auch leicht zu lösen, was eine große Schwankungsbreite der Werte für den Torque-Index (TI) zur Folge hat.

126 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 126 Abbildung 7.9: Gegenüberstellung der Daten von Projekt A und Projekt C In Abbildung 7.2 wurde gezeigt, welchen Einfluss Verklebungen auf die Abbau-spezifischen Komponenten haben können. Bei dem Vergleich von Force-Index (FI) und Torque-Index (TI) wird dieser Einfluss ebenfalls sehr deutlich. Abbildung 7.10 zeigt Werte aus dem Projekt D, bei dem es abschnittsweise zu starken Verklebungen kam. Diese wurden vortriebsbegleitend sehr genau dokumentiert. Die Darstellung zeigt deutlich, dass ohne Verklebungen wesentlich weniger Kraft (Kontaktkraft Schneidrad) aufgewendet werden musste, um eine angestrebte Penetration zu erreichen (keine Verklebungen zwischen Schneidrad und Ortsbrust). Als Funktion der deutlich höheren notwendigen Kontaktkräfte bei auftretenden Verklebungen stellte sich zwangsläufig neben deutlich reduzierten Werten für den Force-Index (FI) auch ein höheres Drehmoment ein, was sich in deutlich erhöhten Werten für den Torque-Index (TI) äußert.

127 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 127 Abbildung 7.10: Zusammenhang mit und ohne Verklebungen, Werte aus Projekt D Es ist sehr wahrscheinlich, dass weitere, an dieser Stelle aber nicht genauer identifizierbare Einflüsse auf die absolute Höhe der Werte einwirken. Auch eine genaue Unterscheidung der Einflüsse (ob hohe Werte z.b. das Resultat von Verschleiß oder Verklebungen oder einem hohen Abbauwiderstand sind) kann nur vorgenommen werden, wenn aussagekräftige Informationen einer Dokumentation der Verhältnisse vor Ort vorliegen. Fehlen solche Informationen, ist im Nachgang keine belastbare Bewertung der Vortriebe allein aus der Analyse der Maschinendaten möglich. 7.6 Prognose von Kräften und Drehmomenten anhand von Baugrundkennwerten Bei der Konzeptionierung einer TVM für ein bestimmtes Projekt stellt sich jedes Mal die Frage nach den Anforderungen bzw. an die Abschätzung der notwendigen Leistung (eine TVM soll bestenfalls weder unter- noch überdimensioniert sein). Von besonderem Interesse sind das Drehmoment und die installierte Leistung (Pressenkräfte). Ansätze für die Bewertung von notwendigen Kräften und Drehmomenten finden sich z.b. in [Ates et al., 2014]. Hier werden aufgrund von statistischen Analysen Korrelationen von installierter Leistung und Maschinengröße hergestellt, wobei der Einfluss der Baugrundbedingungen allerdings vollkommen vernachlässigt wird. Gleiches gilt für verschiedene weitere Modelle, wie beispielsweise von [Zhang et al., 2013]. Das Ziel bei der Prognose von notwendiger Leistung und Drehmoment muss es aber sein, sowohl die Abbau-unabhängigen Teilkomponenten (z.b. Stützdruckkraft als Funktion der Ma-

128 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 128 schinengröße und dem Stützdruck, vgl. Kapitel 6.4) als auch die Abbau-spezifischen Teilkomponenten (als Funktion aus Baugrund- und Schneidradzustand) bewerten zu können Ausblick: Bewertungsdiagramm Aus den gezeigten Zusammenhängen ergibt sich die Möglichkeit, bei zukünftigen Vortrieben die notwendigen Kräfte und Drehmomente im Vorfeld der Bauausführung auf Grundlage der Baugrundbeschreibung zu bewerten. Die relevanten Kennwerte für eine Prognose des Force- Index (FI) sind die Lagerungsdichte für grobkörnige Böden bzw. die Konsistenz für gemischtund feinkörnige Böden. Sind aus der Erkundung repräsentative Werte vorhanden kann mit diesen Daten ein Bereich für den Force-Index (FI) abgeschätzt werden. Generell ist bei allen Böden eine Tendenz zu geringeren Beträgen für den Force-Index (FI) bei steigender Lagerungsdichte bzw. Konsistenz anzunehmen. Für die Abschätzung der Werte des Torque-Index (TI) muss die Gefügefestigkeit des Baugrundes bewertet werden können. Hierzu können die Scherparameter Reibungswinkel ϕ und Kohäsion c, aber auch die aus diesen Kennwerten berechnete einaxiale Druckfestigkeit q u bzw. die Scherfestigkeit τ herangezogen werden. Die einaxiale Druckfestigkeit q u ergibt sich nach [Hoek et al., 1995] nach Gleichung (7.4). Die Scherfestigkeit als Funktion von Reibungswinkel, Kohäsion und Spannung ergibt sich nach dem Coulomb schen Schergesetz (vgl. auch [Dachroth, 2002]) nach Gleichung (7.5). q u = c * 2 * cosϕ / (1 - sinϕ) (Gl. 7.4) τ = c + tanϕ * σ N (Gl. 7.5) q u = einaxiale Druckfestigkeit [kn/m²] ϕ = Reibungswinkel [ ] c = Kohäsion [kn/m²] τ = Scherfestigkeit [kn/m²] σ N = räumlich aktiver Erddruck auf Höhe der Tunnelachse (nach Piaskowski und Kovalewski) [kn/m²] Für die Berechnung der Scherfestigkeit muss hier als Spannungskomponente σ N der räumlich aktive Erddruck berücksichtigt werden. Die Verwendung der vertikalen Normalspannung als lineare Funktion aus Bodenwichte und Tiefe wird hierbei als nicht zielführend erachtet. Der räumlich aktive Erddruck bei der Hohlraumherstellung (beim eigentlichen Abbauvorgang) hingegen hat einen maßgeblichen Einfluss auf die tatsächliche Gefügefestigkeit (Widerstand beim Lösen der Komponenten aus dem Gefügeverband z.b. durch Schälmesser oder Ripper) und damit auf den Betrag der Werte für den Torque-Index (TI). Die Berechnung des räumlich aktiven Erddrucks auf Höhe der Tunnelachse kann analog zur Berechnung des Erdruckanteils bei der Stützdruckberechnung (hierbei allerdings ohne Sicherheitsbeiwert) erfolgen (vgl. Kapitel

129 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs ). Generell ist bei allen Böden eine Tendenz zu höheren Beträgen für den Torque-Index (TI) bei steigenden Gefügefestigkeiten anzunehmen. Auf Basis dieser Annahmen und der wenigen zur Verfügung stehenden Daten wurde ein erster Vorschlag eines möglichen, qualitativen Bewertungsdiagramms entwickelt, welches unter Abbildung 7.11 dargestellt ist. Bei der Bewertung müssen aber neben dem tatsächlichen Abbauwiderstand auch zusätzliche, indirekte Einflüsse auf die Effektivität des Abbaus Berücksichtigung finden (vgl. Kapitel 7.3.2). Sollte ein Baugrund ein hohes Verschleiß- oder Verklebungspotential besitzen, so muss mit einer Verschiebung der Werte für den Force-Index (FI) hin zu geringeren Werten und für den Torque-Index (TI) hin zu höheren Werten gerechnet werden (vgl. Abbildung 7.10). Eine derartige Verschiebung der Werte wird sich nach den bisherigen Erkenntnissen tendenziell entlang einer der eingetragenen Kurven orientieren. An welchen Einflussfaktoren sich der genaue Verlauf einer solchen Kurve orientiert, konnte jedoch nicht abschließend geklärt werden. Deshalb wurde für die Kurven in Abbildung 7.11 aus den zur Verfügung stehenden Daten ein Mittelwert von -0,8 für den Exponenten gewählt und der Koeffizient a von 0,001 bis 0,01 variiert. Welche der Kurven für ein Projekt zutreffend ist, hängt von der ursprünglichen Kombination aus Lagerungsdichte bzw. Konsistenz und der Gefügefestigkeit, also den tatsächlichen Baugrundbedingungen ab. Ein Tunnelprojekt in einem Baugrund mit einer lockeren Lagerung und gleichzeitig sehr geringer Scherfestigkeit wird beispielsweise der Kurve mit einem Koeffizienten von a = 0,001 folgen, in einem Baugrund mit gleicher Lagerungsdichte aber einer deutlich höheren Scherfestigkeit hingegen eher einer der Kurven mit einem höheren Koeffizienten. Abbildung 7.11: konzeptuelles Bewertungsdiagramm

130 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs Zuordnung der Achsen zu Baugrundkennwerten Von drei Vortrieben im Hydroschildverfahren sind die Baugrundverhältnisse gemäß Tabelle 7.2 aus der Erkundung und vortriebsbegleitenden Analysen bekannt und werden als zutreffend vorausgesetzt. Die Werte für Scherfestigkeit und einaxiale Druckfestigkeit wurden gemäß Gleichung (7.4) und Gleichung (7.5) aus den Werten berechnet. Tabelle 7.2: Übersicht über die Baugrundverhältnisse von 3 Beispielprojekten Projekt A (Wehrhahn-Linie) Projekt B - Ton Projekt B - Sand Bodenart(en) GW, SW, GE, SE, GI, SI (grobkörnig) TA (feinkörnig) ST (gemischtkörnig) mittlere Überlagerung 10 m 50 m 45 m Wichte des Bodens unter Auftrieb (Rechenwert) 10 kn/m³ 10 kn/m³ 10 kn/m³ Lagerungsdichte bzw. Konsistenz mitteldicht bis dicht steif - fest (I C = 0,88-1,36) mitteldicht bis dicht Reibungswinkel Kohäsion 0-2 kn/m² kn/m² 2-23 kn/m² Scherfestigkeit (berechnet nach Gl. 7.5) einaxiale Druckfestigkeit (berechnet nach Gl. 7.4) 23,9-24,3 kn/m² 43,6-46,6 kn/m² 44,9-52,7 kn/m² 6,9-7,7 kn/m² 26,1-39,1 kn/m² 6,9-88,4 kn/m² Besonderheiten im Vortrieb - teilweise Verklebungen - Die aufbereiteten Maschinendaten der drei Vortriebe sind in den folgenden Abbildungen dargestellt. Um den jeweiligen Schwankungsbereich der Eingangswerte zu berücksichtigen, wurden in den Abbildungen Bereiche kenntlich gemacht, die als maßgeblich für die beschriebenen Baugrundbedingungen angenommen werden ( normaler Vortrieb, vgl. auch Abbildung 6.15). Bei dem Projekt A konnten besonders hohe bzw. niedrige Werte einigen Besonderheiten im Vortrieb zugeordnet werden (Abbildung 7.12) und wurden somit nicht dem normalen Vortrieb zugeordnet. Bei allen drei Projekten konnte so eine Abschätzung von Wertebereichen für den Torque-Index (TI) und den Force-Index (FI) erfolgen, die für die jeweiligen Baugrundbedingungen als charakteristische Größenordnung angesehen werden.

131 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 131 Abbildung 7.12: charakteristische Werte für das Projekt A (Referenzprojekt Wehrhahn-Linie) Bei dem Projekt B-Ton kam es zudem teilweise zu Verklebungen, was eine deutliche Verschiebung der Werte hin zu einem höheren Torque-Index (TI) und einem geringeren Force-Index (FI) bewirkt haben muss. Ohne Verklebungen hätten die Werte im Diagramm (Abbildung 7.13) also deutlich weiter rechts, bei wesentlich höheren Werten für den Force-Index (FI) liegen müssen. Abbildung 7.13: charakteristische Werte für das Projekt B-Ton, Verschiebung der Werte aufgrund von Verklebungen sehr wahrscheinlich

132 Druck- bzw. Scherfestigkeit 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 132 Abbildung 7.14: charakteristische Werte für das Projekt B-Sand Aus den gefundenen Zusammenhängen kann zu den Achsen des Bewertungsdiagramms eine erste, vorsichtige Zuordnung zu Baugrundkennwerten erfolgen. Abbildung 7.15 zeigt die mögliche Einteilung des Force-Index (FI) als Funktion der Lagerungsdichte, bzw. der Konsistenz. Der Torque-Index (TI) hingegen wird in Bereiche für eine berechnete Scherfestigkeit eingeteilt. Abbildung 7.15: TIFI-Bewertungsdiagramm Lagerungsdichte bzw. Konsistenz

133 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs Berechnungsbeispiele Für die Planung zukünftiger Vortriebe ist es nun möglich, mit Hilfe des entwickelten TIFI- Bewertungsdiagramms anhand von gegebenen Baugrundkennwerten Bereiche für den Force- Index (FI) und den Torque-Index (TI) abzuschätzen. Aus den Indexwerten lassen sich dann anschließend Größenordnungen für das zu erwartende Schneidraddrehmoment und die Kontaktkraft Schneidrad, jeweils bei vorgegebener Penetration (Zielparameter) und Maschinengröße abschätzen. Abschließend ist es dann sogar möglich, anhand der Wertebereiche für das tatsächliche Drehmoment bei vorgegebener maximaler Auslastung der Maschine eine mögliche Drehzahl und damit (aus Penetration und Drehzahl) eine Abschätzung der Vortriebsgeschwindigkeit zu errechnen. Für die Beispielrechnung seien fiktive Baugrundkennwerte für zwei geplante Projekte gemäß Tabelle 7.3 gegeben. Tabelle 7.3: Baugrundkennwerte zweier fiktiver Projekte Projekt 1 Projekt 2 Bodenart GW, SW, GE, SE (grobkörnig) TA (feinkörnig) Lagerungsdichte bzw. Konsistenz mitteldicht bis dicht meist steif, teilweise weich bis halbfest Überdeckung 10 m 50 m Wichte / Wichte unter Auftrieb 18 / 10,5 kn/m³ 19,5 / 9,5 kn/m³ Reibungswinkel Kohäsion 2 kn/m² kn/m² Verklebungspotential nach [Hollmann & Thewes, 2011] Verschleißpotential VPI-A (vgl. Kapitel 8) gering gering mittel bis hoch gering Aus den Werten für die Wichte, dem Reibungswinkel und der Kohäsion ergibt sich die Druckfestigkeit nach Gleichung (7.4) und die Scherfestigkeit nach Gleichung (7.5) als Maß für die Gefügefestigkeit. Die Druckfestigkeit liegt für das Projekt 1 bei ca. 8 kn/m² und die Scherfestigkeit bei ca. 25 kn/m². Für das Projekt 2 liegt die Druckfestigkeit bei ca. 26 bis 52 kn/m² und die Scherfestigkeit bei ca. 42 bis 48 kn/m². Trägt man diese Werte nun zusammen mit der Lagerungsdichte bzw. der Konsistenz in das TIFI-Bewertungsdiagramm ein, so erhält man Wertebereiche für die Größenordnungen für den Force-Index (FI) und den Torque-Index (TI). Abbildung 7.16 zeigt den eingetragenen Wertebereich für Projekt 1 in rot und für Projekt 2 in blau. Durch das Verklebungspotential in Projekt 2 wird der blau markierte Bereich entlang der vorgegebenen Kurven verschoben, so dass sich die Werte für den Force-Index (FI) verringern und für den Torque-Index (TI) erhöhen. Wie weit eine solche Verschiebung der Werte aufgrund von Verschleiß- und Verklebungspotentialen erfolgen muss (Abbildung 7.16, weißer Pfeil), kann an dieser Stelle jedoch nur geschätzt werden und muss in Zukunft anhand möglichst vieler realer Projektdaten untersucht werden.

134 Druck- bzw. Scherfestigkeit 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 134 Lagerungsdichte bzw. Konsistenz Abbildung 7.16: TIFI-Bewertungsdiagramm mit eingezeichnetem Projekt A (rot) und Projekt B- Ton (blau); Pfeil: Verschiebung der Werte durch mögliche Verklebungen Für die weitere Beispielrechnung werden für das Projekt 2 aufgrund des Verklebungspotentials finale Werte von ca. 0,6 bis 2 für den Force-Index (FI) und ca. 0,0018 bis 0,0042 für den Torque-Index (TI) angesetzt (vgl. Tabelle 7.4). Bei dem Projekt 1 ergeben sich keine Verschiebungen der Werte, da weder ein relevantes Verklebungs- noch Verschleißpotential zu erwarten ist. Tabelle 7.4: erhaltene Werte für den Torque-Index (TI) und den Force-Index (FI) Projekt 1 Projekt 2 Force-Index (FI) 1 bis 4 0,6 bis 2 Torque-Index (TI) 0,0003 bis 0,001 0,0018 bis 0,0042 Gravierende Verklebungs- oder Verschleißerscheinungen, die zu einer kompletten Vortriebsunterbrechung führen, werden hier nicht weiter betrachtet. Hier würden Drehmoment und Kontaktkraft Schneidrad so hoch ansteigen, dass sich die Werte weit außerhalb des Diagramms auf der positiven y-achse befinden würden. Nach der Bewertung des Force-Index (FI) und des Torque-Index (TI) kann nun zusammen mit der Schneidradfläche (A CW ) (Tabelle 7.5) die Berechnung der Abbau-spezifischen Komponente Kontaktkraft Schneidrad (F Con ) und dem Schneidraddrehmoment (M raw ) nach Gleichung (7.6) und (7.7) erfolgen. Hierbei ist die Steuervorgabe durch den Schildfahrer in der Berechnung zu

135 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 135 beachten (Zielparameter Penetration Pen raw ), da bei einem stärkeren Vorschub der Maschine auch die Kräfte und Drehmomente steigen (vgl. Kapitel 5.2). Die Ergebnisse der Berechnung sind in Tabelle 7.6 dargestellt. Tabelle 7.5: fiktive Werte für geplante Maschinengröße und angestrebte Penetration Geplante Maschinengröße (Fläche Schneidrad) A CW angestrebte Penetration Pen raw Projekt 1 Projekt 2 70 m² 100 m² 25 mm/u 25 mm/u F Con = (Pen raw / FI) * A CW (Gl. 7.6) M raw = TI * A CW * Pen raw (Gl. 7.7) Tabelle 7.6: Berechnete Werte für Kontaktkraft Schneidrad und Drehmoment Projekt 1 Projekt 2 Kontaktkraft Schneidrad F Con kn kn Drehmoment M raw Schneidrad 0,525-1,75 MNm 4,5-10,5 MNm Die Berechnung dieser Werte stellt eine erste vorsichtige Abschätzung dar und ist keinesfalls als validiertes Prognosetool zu verstehen. Für die tatsächlich im Vortrieb auftretenden Werte für Anpresskraft Schneidradverschiebung (F Th,CWD ) müssen zusätzlich noch die in Kapitel 6.4 beschriebenen und bei jedem Projekt individuellen Abbau-unabhängigen Komponenten gemäß Gleichung (7.8) beachtet werden (resultierende Stützkraft aus der Ortsbruststützung (F S,CWD ) und Reibungskräfte (F C,CWD und F B )). F Th,CWD = F Con + F S,CWD - (F C,CWD + F B ) (Gl. 7.8) Auch die Größenordnung der zu erwartenden Vortriebspressenkräfte (F Th total ) können durch die Abschätzung der Kontaktkraft Schneidrad (F Con ) verifiziert werden (Gleichung 7.8). Allerdings ist die Aussagekraft hier äußerst begrenzt, da sehr viele Einflüsse auf die Betriebsdaten

136 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 136 wirken und diese nur sehr ungenau bestimmt werden können (vgl. Kapitel 6.6). So können z.b. die tatsächlich auftretenden Mantelreibungskräfte am Schild (F Sh ) starken Schwankungen unterliegen (vgl. Abbildung 6.11), müssen aber für derartige Berechnungen mit einer konstanten, flächenbezogenen Mantelreibung angenommen werden (vgl. Gleichung 6.4). Ein oft stark einseitiges Verhältnis der Anteile von Abbau-unabhängigen und Abbau-spezifischen Teilkomponenten an den Rohdaten (vgl. Kapitel 6.6) relativiert zusätzlich den Einfluss einer prognostizierten Kontaktkraft Schneidrad gemäß Gleichung (7.9). F Th total = F Sh + F S + F C,TJ + F Con + F P (Gl. 7.9) Aus den berechneten Daten für das zu erwartende Schneidraddrehmoment bei gegebener Penetration lassen sich hingegen Aussagen zu möglichen Drehzahlen ableiten. Hierfür wird die jeweils projektspezifische Antriebscharakteristik des Schneidradantriebs benötigt (vgl. Abbildung 4.2) und die Vorgabe einer maximalen Auslastung der Maschine (z.b. maximal 80 %) muss gegeben sein. Abbildung 7.17: Bewertung von möglichen Drehzahlen bei gegebenen Werten für Drehmoment und Auslastung der Maschine Abbildung 7.17 zeigt exemplarisch die Vorgehensweise zur Bewertung von möglichen Drehzahlen bei gegebenen Werten für das Drehmoment (aus dem Torque-Index (TI)) und der Auslastung der Maschine. Da in diesem Berechnungsbeispiel keine projektspezifische Antriebscharakteristik des Schneidradantriebs zur Verfügung steht, werden fiktive Werte zur Veranschauli-

137 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 137 chung der Berechnung angenommen. Diese liegen für Projekt 1 z.b. bei 1,7 bis 2,4 U/min und für das Projekt 2 z.b. bei 1 bis 1,8 U/min. Diese Werte beschreiben in Abbildung 7.17 den Bereich des blauen Pfeils und gelten bei einer Auslastung der Maschine von maximal 80 % und einer angestrebten Penetration von 25 mm/u. Aus Drehzahl (n) und Penetration (Pen raw ) lässt sich abschließend gemäß Gleichung (7.10) die Vortriebsgeschwindigkeit (V) berechnen. V [mm/min] = Pen raw [mm/u] * n [U/min] (Gl. 7.10) In diesem Beispiel errechnet sich so für das Projekt 1 eine Vortriebsgeschwindigkeit von 42,5 bis 60 mm/min, für das Projekt 2 von 25 bis 45 mm/min. Voraussetzung für alle derartigen Abschätzungen sind allerdings aussagekräftige und belastbare Kennwerte, sowohl für die Maschinentechnik, aber ganz besonders auch für die Geotechnik (vgl. Kapitel 2.8). 7.7 Zusammenfassung des Kapitels In diesem Kapitel wurden die unterschiedlichen Einflüsse auf die Abbau-spezifischen Teilkomponenten der Betriebsdaten aufgezeigt. Dabei sind es vor allem die Einflüsse aus den Baugrundbedingungen, aber auch das Design und der Zustand des Schneidrades, die einen ganz wesentlichen Anteil am Betrag der aufbereiteten Daten haben. In den allermeisten Fällen dürften sich die Einflüsse aus Baugrund und Schneidradzustand überlagern, so dass eine eindeutige Quantifizierung nur schwer zu realisieren ist. Trotzdem sollte eine möglichst genaue und kontinuierliche Dokumentation der Bedingungen auf der Baustelle vor Ort standartmäßig durchgeführt und in sämtliche Analysen mit einbezogen werden. Bei einer Vernachlässigung dieser Einflussfaktoren leidet die Qualität und Aussagekraft solcher Analysen entsprechend. Für die Prognose von notwendigen Kräften und Drehmomenten in der Planungsphase von Tunnelprojekten in Hydroschildbauweise wurde ein neues Bewertungsdiagramm vorgestellt, welches auf Grundlage von herkömmlichen Baugrundkennwerten erste grobe Abschätzungen ermöglicht. Generelle Tendenzen sind gut erkennbar, müssen jedoch in Zukunft an möglichst vielen Vortrieben überprüft und validiert werden. Für zukünftige Anwendungen lassen sich folgende generelle Aussagen treffen: Die Effektivität des Abbaus lässt sich durch die Abbau-spezifischen Parameter Kontaktkraft Schneidrad, spezifisches Drehmoment und spezifische Penetration scheinbar gut abbilden. Es ist vor allem die Festigkeit des Gefügeverbandes (Lagerungsdichte bei grobkörnigen Böden und die Konsistenz bei fein- und gemischtkörnigen Böden, sowie die Scherparameter c und ϕ und der tatsächliche Spannungszustand), die einen maßgeblichen Einfluss auf den Abbauwiderstand des Baugrundes hat, der wiederum die Effektivität des Abbaus ganz wesentlich mitbestimmt.

138 7 Auswertung von Maschinendaten und Analyse des Vortriebs 138 Die Effektivität des Abbaus wird zusätzlich durch Verklebungen und Verschleiß der Abbauwerkzeuge beeinflusst. Die Kenntnis des jeweiligen Verschleiß- und Verklebungsgrades ist daher für sämtliche Analysen zwingend notwendig. Für aussagekräftige Analysen der Abbau-spezifischen Teilkomponenten von Betriebsdaten müssen daher schon während der Bauphase so viele detaillierte Informationen wie möglich über den Zustand des Schneidrades und auch über Besonderheiten wie Hindernisse gesammelt werden. Können derartige Effekte auf Grund fehlender Informationen in späteren Analysen nicht berücksichtigt werden, so leidet zwangsläufig die Aussagekraft. Abbildung 7.18: Übersicht der verschiedenen Einflüsse auf die Effektivität des Abbaus Für den Vergleich von Daten unterschiedlicher Projekte müssen die Abbauspezifischen Teilkomponenten zumindest auf die Schneidradgröße bezogen werden. Weitere wesentliche Eigenschaften wie der Öffnungsgrad oder die Anordnung der Werkzeuge sollten ebenfalls bei einem Vergleich mehrerer Projekte Berücksichtigung finden. Können diese Eigenschaften aufgrund fehlender Informationen in späteren Analysen nicht berücksichtigt werden, so leidet ebenfalls zwangsläufig die Aussagekraft. Die Prognose von Größenordnungen notwendiger Kräfte und Drehmomente auf Basis von Baugrundkennwerten erscheint möglich, muss jedoch an möglichst vielen zukünftigen Projekten überprüft werden. Ein erster Vorschlag für ein Bewertungsdiagramm für derartige Prognosen wurde in diesem Kapitel hergeleitet. Stehen Angaben zu relevanten Baugrundkennwerten (vor allem die Festigkeit des Gefügeverbandes) bei der Planung eines Projektes nicht in ausreichendem Maß zur Verfügung, können derartige Prognosen aber keinen sinnvollen Beitrag zur Kalkulation eines Tunnelbauprojektes liefern.

139 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Verschleißpotential von Lockergesteinen Neben den Einflüssen aus der Steuerung und den maschinentechnischen Eigenschaften sowie den direkten Einflüssen aus den Baugrundeigenschaften wurden auch das Verklebungs- und Verschleißpotential als relevante, indirekte Baugrundeigenschaften mit teilweise beträchtlichem Einfluss auf das Verhalten einer Tunnelvortriebsmaschine identifiziert. Speziell die Beurteilung des Verschleißpotentials im Vorfeld einer Baumaßnahme, bzw. die Prognose von tatsächlich zu erwartendem Verschleiß ist jedoch bis heute nicht vereinheitlicht oder normiert. Im Gegenteil sorgen unterschiedliche, heute gängige Prüfverfahren - meist komplexe Indexverfahren mit stark vereinfachten Modellkörpern und vereinfachten Versuchsrahmenbedingungen - in vielen Fällen eher für zusätzliche Verwirrung, als dass sie aussagekräftige und belastbare Kennwerte liefern. Zudem sind die auf solchen Werten aufbauenden Verschleißprognosen meist sehr stark von den subjektiven Einschätzungen des jeweiligen Bearbeiters sowie firmeninternen, nicht allgemein zugänglichen Erfahrungen vergangener Projekte abhängig. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit sollten daher mögliche Ansätze zur Verbesserung von Verschleißprognosen als ganz relevanter Bestandteil von Leistungsprognosen für maschinelle Tunnelvortriebe mit Ortsbruststützung im Lockergestein erarbeitet werden. Die wesentlichen Erkenntnisse hierzu wurden bereits vorab in [Düllmann et al., 2014] publiziert. Einzelne Teile der folgenden Kapitel wurden wörtlich aus dieser Veröffentlichung übernommen. Die Bewertung von Verklebungspotentialen wird in dieser Arbeit nicht weiter betrachtet. Hierfür wird aber an dieser Stelle auf die Veröffentlichungen von [Hollmann & Thewes, 2011], [Hollmann & Thewes, 2012] und [Hollmann & Thewes, 2013] verwiesen. 8.1 Definition von Verschleiß und tribologischen Systemen Bis 1997 wurden sämtliche theoretischen Grundlagen der Verschleißbeschreibung sowie die Gliederung von Verschleißsystemen in den DIN-Normen der Reihe beschrieben. Das Arbeitsblatt Nr. 7 der Gesellschaft für Tribologie [GfT, 2002] stellt heute die Fortschreibung dieser Normen dar und bildet im Rahmen dieser Arbeit die Basis für sämtliche nachfolgenden Betrachtungen und Verwendung von Begrifflichkeiten. In dem Arbeitsblatt wird Verschleiß als der fortschreitende Materialverlust aus der Oberfläche eines festen Körpers, hervorgerufen durch mechanische Ursachen, d. h. Kontakt und Relativbewegung eines festen, flüssigen oder gasförmigen Gegenkörpers. definiert. Weiter heißt es: Die Beanspruchung der Oberfläche eines festen Körpers durch Kontakt und Relativbewegung eines festen, flüssigen oder gasförmigen Gegenkörper wird als tribologische Beanspruchung bezeichnet. Unter tribologischer Beanspruchung ist dabei die Gesamtheit der auf die Elemente des Verschleißsystems von außen einwirkenden Beanspruchungsgrößen zu verstehen. Bei einer derartigen Beanspruchung der Oberfläche eines Körpers sind es demnach vor allem die Wechselwirkungen der beteiligten Systemkomponenten untereinander, die für das tatsächliche Verschleißpotential eines Systems relevant sind und in ihrer Gesamtheit betrachtet werden müssen. Eine solche tribologische Beanspruchung kann daher nicht als stoffbezogene, sondern nur als systembezogene Größe beschrieben werden.

140 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Gliederung und Aufbau tribologischer Systeme Soll eine Aussage zu dem Verschleißpotential eines Systems getroffen werden, so ist es zwingend erforderlich, sowohl die stoffbezogenen als auch die systembezogenen Eigenschaften (Wechselwirkungen) aller beteiligten Elemente und Beanspruchungsgrößen in einer individuellen Systemanalyse zu betrachten. Ein solches System wird als tribologisches System bezeichnet und gliedert sich in ein Beanspruchungskollektiv und eine Struktur (Abbildung 8.1). Aus den Eigenschaften und Wechselwirkungen ergibt sich ein zugehöriges Verschleißgebiet. Abbildung 8.1: Schematische Übersicht über die Systemkomponenten Beanspruchungskollektiv und Struktur eines tribologischen Systems, verändert/ergänzt nach [GfT, 2002] Beanspruchungskollektiv Unter dem Begriff Beanspruchungskollektiv werden die von außen auf ein System wirkenden Beanspruchungsgrößen beschrieben. Diese werden getrennt betrachtet und gliedern sich in die technisch-physikalischen Beanspruchungsparameter und die Kinematik technisch-physikalische Beanspruchungsparameter In einem Beanspruchungskollektiv wird die technisch-physikalischen Beanspruchung durch vier Größen beschrieben. Diese Größen sind der Verlauf der Beanspruchung (die aufgebrachte Kraft) und die Beanspruchungsdauer, sowie die Geschwindigkeit und die Temperatur.

141 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Kinematik Die Kinematik eines tribologischen Systems wird durch vier grundlegenden Bewegungsarten (Gleiten, Rollen, Stoßen, Strömen) und drei Bewegungsform (kontinuierlich, oszillierend, intermittierend) beschrieben und hat damit einen maßgeblichen Einfluss auf den wirksamen Verschleißmechanismus innerhalb eines Systems Struktur Unter dem Begriff Struktur werden die an einem Verschleißvorgang unmittelbar beteiligten Bauteile und Stoffe (zusammengefasst als Elemente), deren Eigenschaften und Wechselwirkungen untereinander beschrieben. Bei den Elementen werden vier unterschiedliche Komponenten unterschieden. Dabei handelt es sich um den Festkörper (Bauteil, an dem Verschleiß auftritt), den Gegenkörper, einen eventuell vorhandenen Zwischenstoff und das Umgebungsmedium. Die Eigenschaften (stoffbezogene Kenngrößen) dieser vier Elemente und ihre Wechselwirkungen untereinander sind maßgeblich an der Verschleißart und dem wirksamen Verschleißmechanismus beteiligt und müssen deshalb bei einer Systemanalyse genau definiert und charakterisiert werden Verschleißgebiet Das Verschleißgebiet beschreibt den für einen Verschleißvorgang relevanten Verschleißmechanismus und die danach bezeichnete Verschleißart. Der Verschleißmechanismus ergibt sich aus dem Zusammenspiel der kinematischen Eigenschaften des Beanspruchungskollektivs (Bewegungsart und Bewegungsform) und den Eigenschaften der an einem Verschleißvorgang beteiligten Elemente (Struktur). Dabei gilt es zu beachten, dass an jedem Verschleißvorgang mehrere Verschleißmechanismen beteiligt sind, von denen aber meist nur einer als der relevante Mechanismus angesehen werden kann. Die vier Hauptverschleißmechanismen sind die Adhäsion, die Abrasion, die Oberflächenzerrüttung und tribochemische Reaktionen Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung und Wirksamkeit des Verschleißmechanismus Aus den aufgezeigten Zusammenhängen geht hervor, dass zwei verschiedene Komponenten des Systems beachtet und beurteilt werden müssen, um eine Aussage zu dem Verschleißpotential des Gesamtsystems treffen zu können. Dies sind die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus und die Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung (Abbildung 8.2). Bereits bei der theoretischen Betrachtung dieser allgemein anerkannten Zusammenhänge wird also deutlich, dass eine aussagekräftige Angabe zum Verschleißpotential des Gesamtsystems nicht möglich ist, wenn anstatt einer vollständigen Systemanalyse nur eine dieser beiden Komponenten beurteilt wird.

142 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 142 Abbildung 8.2: schematische Darstellung der Komponenten in einem Verschleißsystem 8.3 Tribologische Systeme im maschinellen Tunnelbau Je nach Eigenschaften und Wechselwirkungen der Systemkomponenten untereinander können verschiedene Systeme mit ein und demselben Gegenkörper (in diesem Fall dem Boden) ganz unterschiedliche Verschleißpotentiale annehmen. Neben den verschleißrelevanten Eigenschaften des Bodens haben hier auch die Eigenschaften der anderen Systemkomponenten, z.b. des Festkörpers (Art der Abbauwerkzeuge oder andere Bauteile, an denen Verschleiß auftritt) oder des Beanspruchungskollektivs (Druck und Temperaturzustände, Kontaktgeschwindigkeiten) einen wesentlichen Einfluss auf das Gesamtergebnis. Vor der Betrachtung und Bewertung der einzelnen Komponenten innerhalb eines tribologischen Systems muss deshalb immer zuerst eine genaue Definition des zu analysierenden Gesamtsystems erfolgen. Bei maschinellen Tunnelvortrieben im Lockergestein mit Ortsbruststützung ist die generelle Trennung von zwei Verschleißsystemen nicht nur sinnvoll, sondern zwingend notwendig (vgl. [DAUB, 2010]): Verschleiß an Abbauwerkzeugen durch den Kontakt zum anstehenden Baugrund (meist als Abbauverschleiß oder Primärverschleiß bezeichnet) Verschleiß an Transport und Fördereinrichtungen durch den Kontakt zum bereits gelösten Baugrund (meist als Transportverschleiß oder Sekundärverschleiß bezeichnet)

143 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Beanspruchungskollektiv im System Bodenabbau (Abbauverschleiß) technisch-physikalische Beanspruchungsparameter beim Abbauverschleiß Die technisch-physikalischen Beanspruchungsparameter bei maschinellen Tunnelvortrieben mittels Vollschnittmaschinen werden, egal ob es Vortriebe mit oder ohne Ortsbruststützung, Schildmaschinen oder offene Gripper-TBMs betrifft, durch die Parameter gemäß Tabelle 8.1 beschrieben. Tabelle 8.1: technisch-physikalische Beanspruchungsparameter im System Bodenabbau technisch physikalische Beanspruchungsparameter (System Bodenabbau) Verlauf und Dauer - Kraft, mit der die Werkzeuge an den Baugrund gedrückt werden - Dauer eines Vortriebszyklus Geschwindigkeit und Temperatur - Umfangs- oder Bahngeschwindigkeit [abhängig von Drehzahl & Werkzeugspur] [abhängig von Drehzahl & Penetration] Bei der Steuerung einer TVM durch den Schildfahrer kommt dem Aktivparameter Drehzahl (vgl. Kapitel 5.1) hierbei eine entscheidende Bedeutung zu. Wird die Drehzahl aktiv erhöht, wirkt sich dies positiv auf die Dauer [t] eines Vortriebszyklus aus (Dauer der Belastung wird verringert), gleichzeitig wird aber die Geschwindigkeit [V] nachteilig beeinflusst, nämlich erhöht. Gleiches gilt in umgekehrter Weise (Abbildung 8.3). Abbildung 8.3: schematische Darstellung der Zusammenhänge bei Änderung der Schneidraddrehzahl und Auswirkung auf die technisch-physikalischen Beanspruchungsparameter Beanspruchungsdauer und Geschwindigkeit

144 Kontaktkraft Schneidrad 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 144 Weitere Parameter, die einen Einfluss auf das tribologische System haben, sind die Kraft mit der die Werkzeuge an den Baugrund gedrückt werden und die vorgegebene Penetration (Abbildung 8.4). Beide sind über die Abbau-spezifische Komponente der spezifischen Penetration miteinander verknüpft (wobei der Unterschied zwischen der Kontaktkraft Schneidrad und der Werkzeugandruckkraft beachtet werden muss) und direkt abhängig von den Eigenschaften ( Abbauwiderstand ) des Baugrundes (vgl. Kapitel 6.5.1). Abbildung 8.4: schematische Darstellung der Zusammenhänge bei baugrundabhängiger Änderung der spezifischen Penetration Hier werden die Wechselwirkungen zwischen Beanspruchungskollektiv und Struktur eines tribologischen Systems deutlich, indem sich die Eigenschaften eines Elementes der Struktur (Abbauwiderstand des Baugrundes) direkt auf die Größe einzelner Komponenten des Beanspruchungskollektivs auswirken. Generell gilt hierbei: Je höher der Abbauwiderstand, desto höher (und damit ungünstiger) ist die Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung in Bezug auf den Verschleiß Kinematik beim Abbauverschleiß Je nach verwendetem Werkzeugtyp (vgl. Kapitel 2.5) müssen unterschiedliche Bewegungsarten in der jeweiligen Systemanalyse beachtet werden (Tabelle 8.2). Zusätzlich geht hier die Angabe zur Bewegungsform in die Systemanalyse mit ein, die durch die gleichmäßige Drehung des Schneidrades als Werkzeugträger in allen nachfolgenden Betrachtungen als kontinuierlich angenommen wird. Tabelle 8.2: Kinematik im System Bodenabbau Kinematik Bewegungsart Gleiten, Rollen, Stoßen, Strömen Bewegungsform kontinuierlich, oszillierend, intermittierend

145 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 145 In bestimmten Fällen müssen zusätzliche Besonderheiten in derartige Analysen mit einfließen. So kann es in einem Vortrieb z.b. durch mixed-face Bedingungen gleichzeitig zu einer kontinuierlich rollenden und einer oszillierenden, stoßenden Bewegungsart kommen, die schnell Gewaltschäden an den Abbauwerkzeugen verursachen kann. Gleiches gilt für das Auftreten von Steinen und Blöcken. Diese Sonderfälle werden im Rahmen dieser Arbeit aber nicht weiter behandelt, da hier nur der kontinuierliche Verschleiß bewertet werden soll Struktur im System Bodenabbau (Abbauverschleiß) Die beteiligten Elemente in der Struktur des tribologischen Systems Bodenabbau werden nach folgender Tabelle 8.3 gegliedert. Tabelle 8.3: beteiligte Elemente im System Bodenabbau Festkörper Gegenkörper Zwischenstoff Umgebungsmedium Abbauwerkzeug anstehender Baugrund evtl. bereits gelöstes Material, Stützmedium Luft, Stützmedium Auch hier werden die Wechselwirkungen zwischen den Komponenten innerhalb des tribologischen Systems deutlich. Die Ausbildung des Festkörpers (Geometrie und Funktionsprinzip eines Abbauwerkzeugs) gibt zwingend die entsprechende Bewegungsart (Kinematik) im Beanspruchungskollektiv des Systems vor, woraus sich das zugehörige Verschleißgebiet ergibt Verschleißgebiet (Verschleißart und Verschleißmechanismus) im System Bodenabbau Als Konsequenz aus der Ausbildung (Eigenschaften) eines Abbauwerkzeugs und der entsprechenden Bewegungsart ergibt sich eine zugehörige Verschleißart. Rollverschleiß Gleitverschleiß Furchungsverschleiß und Erosion für Rollenmeißel für Stichel und Ripper für Schälmesser und Räumer Gemäß den Definitionen im Arbeitsblatt Nr. 7 der Gesellschaft für Tribologie [GfT, 2002] ist der wirksame Verschleißmechanismus im maschinellen Tunnelbau allerdings bei allen diesen Verschleißarten immer die Abrasion. Verschleißmechanismen wie Adhäsion (Kaltverschweißung zweier Festkörper und Materialverlust durch Trennung), Oberflächenzerrüttung und chemische Reaktionen haben allenfalls einen stark untergeordneten, keinesfalls aber einen relevanten Einfluss auf den Verschleiß bei diesen Vortriebsverfahren. Auf mögliche Gewaltschäden durch hohe Schlagbeanspruchungen in besonderen Situationen wie mixed-face Bedingungen oder einem Auftreten von Steinen und Blöcken an der Ortsbrust wird nicht weiter eingegangen. Generell gilt hier also: Je höher das Potential eines Stoffes ist, Abrasivverschleiß zu verursachen, desto höher (und damit ungünstiger) ist die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus.

146 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Beanspruchungskollektiv im System Förderung und Separation (Transportverschleiß) technisch-physikalische Beanspruchungsparameter beim Transportverschleiß Bei der Förderung und Separierung des abgebauten Bodens werden die technischphysikalischen Beanspruchungsparameter nicht wie im System Abbauverschleiß durch die Baugrundeigenschaften beeinflusst (da die Gefügeeigenschaften eines Bodens beim Abbau meist vollständig zerstört werden), sondern resultieren primär aus den Vorgaben der Steuerung sowie den designtechnischen Rahmenbedingungen. Primär sind es hier Kontaktgeschwindigkeiten als Resultat aus Vorgaben von Durchfluss- bzw. Fördermengen, dem Design von Förderwegen und den herrschenden Druckbedingungen, die für die Größe der technischphysikalischen Beanspruchung verantwortlich sind. Tabelle 8.4: technisch-physikalische Beanspruchungsparameter im System Förderung und Separation technisch physikalische Beanspruchungsparameter (System Förderung und Separation) Verlauf und Dauer - Kontaktkraft zwischen abgebautem Material und verschleißenden Bauteilen - Dauer der Beanspruchung [abhängig von einer Vielzahl von Steuergrößen bei der Förderung und Separierung] Geschwindigkeit und Temperatur - Strömungs- oder Kontaktgeschwindigkeit [primär abhängig von der Strömungsmechanik (Rohrquerschnitte, Design der Förderleitung, Druckbedingungen)] Für sämtliche Systemanalysen zum Transportverschleiß gilt daher: Je höher die Kontaktgeschwindigkeit zwischen den Einzelkörnern des gelösten Materials und dem verschleißenden Bauteil, desto höher (und damit ungünstiger) ist die Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung Kinematik beim Transportverschleiß Auch für die Kinematik im System Transportverschleiß sind es primär die vorgegebenen Eigenschaften der Förderwege und die Strömungsmechanik, die die Bewegungsart und die Bewegungsform vorgeben. Bei einer hydraulischen Materialförderung durch Rohrleitungen kommt es z.b. primär zu einem kontinuierlichen Strömen, während bei Rohrbögen v.a. die größeren Komponenten gegen die Rohrwandung prallen und so an diesem Bauteil Verschleiß durch eine Prall- oder Stoßbewegung erzeugen. Ähnlich verhält es sich auf den Bauteilen der Separationsanlage, so dass jede Analyse eine individuelle Betrachtung der Systemeigenschaften erfordert.

147 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Struktur im System Förderung und Separation (Transportverschleiß) Die beteiligten Elemente in der Struktur des tribologischen Systems Förderung und Separation werden nach folgender Tabelle 8.5 gegliedert. Tabelle 8.5: beteiligte Elemente im System Förderung und Separation Festkörper Gegenkörper Zwischenstoff Umgebungsmedium Bauteil, an dem Verschleiß auftritt aus seinem natürlichen Verband gelöster Baugrund evtl. bereits gelöstes Material, Transportmedium Luft, Transportmedium Hier wird deutlich, dass der Gegenkörper in seinen ursprünglichen Eigenschaften teilweise verändert wird, und darum eine deutliche Trennung zwischen Abbau- und Transportverschleiß erfolgen muss Verschleißgebiet (Verschleißart und Verschleißmechanismus) im System Förderung und Separation Auch bei dem Transport und der Förderung des Materials bei maschinellen Tunnelvortrieben ist es vor allem die Verschleißart Abrasion, durch die der relevante Verschleiß an verschiedensten Bauteilen entsteht. Alle anderen Verschleißarten haben einen allenfalls stark untergeordneten Einfluss. Ein Adhäsionsverschleiß aufgrund von Verklebungen wie in [Köhler et al., 2011] beschrieben, existiert nach den Definitionen in [GfT, 2002] nicht und auch ein erhöhter Verschleiß aufgrund einer hohen Suspensionsdichte ist als sehr fraglich einzustufen. Eine hohe Suspensionsdichte wird primär durch Tonminerale verursacht. Diese haben aber aufgrund ihrer geringen Härte keine Möglichkeit, abrasiven Verschleiß zu verursachen (sehr geringe Wirksamkeit des Verschleißmechanismus Abrasion). Generell gilt wie auch im System Abbauverschleiß: Je höher das Potential eines Stoffes (in diesem Fall dem gelösten Material) ist, Abrasivverschleiß zu verursachen, desto höher (und damit ungünstiger) ist die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus. 8.4 Abrasivitätserfassung für Lockergesteine im Überblick Indexversuche zur Abrasivitätsbewertung von Lockergesteinen Zum Zwecke der vermeintlich einfachen und laborgerechten Bewertung der Abrasivität von Lockergesteinen wurden in der Vergangenheit eine Vielzahl unterschiedlicher Untersuchungsverfahren vorgeschlagen, die zumeist auf stark vereinfachten Modellversuchssystemen beruhen. Eine ausführliche Zusammenstellung dieser Verfahren findet sich in [Jakobsen, 2014] und wird auf dieser Grundlage hier in Tabelle 8.6 wiedergegeben.

148 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 148 Tabelle 8.6: Zusammenstellung üblicher Verfahren zur Abrasivitätserfassung für Lockergesteine LCPC-Test Name TU Wien Abrasimeter Wiener Topf Körper an dem Verschleiß gemessen wird Stahlflügel (50x25x5 mm) Stahlflügel (67x134x13 mm) Nordic Ball Mill Test 20 Stahl Bits mit 16 mm Durchmesser Los Angeles Abrasion Test Micro Deval Test Dorry Abrasion Test (AAV-Wert) Miller Slurry Test Rubber Wheel Test Penn State Soil Abrasion Testing System (PSAI) Newly-Developed Abrasion Test (NDAT) Turin Test Soil Abrasion Test (SAT TM ) Soft Ground Abrasion Tester (SGAT) 6-12 Stahlkugeln mit 47 mm Durchmesser 5000 g Stahlkugeln mit 9,5 mm Durchmesser In Kunstharz eingebettete Mineralkörner Stahlblock (25,4 x 12,7 x 4,6-7 mm) Stahlblock (25,4 x 76,2 x 3,2-12,7 mm) 3 Stahlflügel an einem Propeller mit Durchmesser 30 cm rotierende Stahlplatte Aluminium Kreisscheibe Verschleißkörper aus Stahl, 30x10 bzw. 20 mm, Radius 15 mm 2 Stahlrohre, 13 cm lang und 1 x 1 cm Querschnitt Bodenprobe Korngröße max. 6,3 mm Korngröße max. 31,5 mm, Probe kann verdichtet werden Korngröße max. 16 mm Korngröße von 2,5-40 mm (verschiedene Klassen) Probe wird gewässert und in Fraktionen getrennt Korngröße von 10,2-14 mm, in Kunstharz eingebettet Bodenprobe in einer Suspension Sand, auch mit Additiven versetzt Korngröße max. 10 mm, mit bis zu 10 bar Druck beaufschlagt, Probe kann lagenweise verdichtet werden Korngröße max. 100 mm, auch mit Additiven versetzt und Druck beaufschlagt Korngröße max. 40 mm, Probe mit Additiven versetzt Korngröße max. 4 mm Korngröße max. 10 mm, auch mit Additiven versetzt und Druck beaufschlagt Referenz [AFNOR, 1990], [Thuro et al., 2006] [Drucker, 2013] [Jakobsen, 2014] [Ugur et al., 2010] [Fowler et al. 2006] [EN :2009] [ASTM G75-07, 2007] [ASTM G65-04, 2010] [Gharahbagh et al., 2011], [Gharahbagh, 2013] [Barzegari et al., 2013] [Peila et al., 2012] [Nilsen, 2006a], [Nilsen, 2006b], [Jakobsen et al., 2013a] [Jakobsen et al., 2013b]

149 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 149 Das Grundprinzip all dieser Verfahren ist die Bestimmung des Materialverlusts eines modellartigen Prüfkörpers, der für eine bestimmte Zeit und unter definiertem Energieeintrag relativ gegen eine Bodenprobe bewegt wird. Die Bodenprobe ist dabei in allen Fällen gestört, teilweise geschüttet oder auch künstlich verdichtet, mit Wasser oder Chemikalien (Additiven) versetzt und oft auf bestimmte Korngrößenbereiche begrenzt. Im deutschsprachigen Raum hat sich in den vergangenen Jahren der auch als Drehflügelversuch bezeichnete LCPC-Test etabliert [Thuro et al., 2006], für den eine französische Prüfnorm vorliegt [AFNOR, 1990] (Abbildung 8.5, links). A BR = m FO - m F M A BR m FO m F M Ergebnis LCPC-Test [g/t] Masse Flügel vor Versuch [g] Masse Flügel nach Versuch [g] Masse Probenmaterial [t] Abbildung 8.5: Schematische Darstellung und Auswertung des LCPC-Tests Beim LCPC-Versuch wird durch die Rotation (5 Minuten bei 4500 U/min) eines Metallflügels in einer gestörten und hinsichtlich Korngröße, Korngrößenverteilung und Kornform ggf. veränderten Bodenprobe zwar eine definierte Energie in den Prüfvorgang eingebracht, diese steht jedoch mit der tatsächlichen Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung im anstehenden (ungestörten) Boden nicht im Zusammenhang. Gleiches gilt für Verfahren mit größeren Volumina oder Verfahren mit einer Möglichkeit das Probenmaterial künstlich zu verdichten. Da sämtliche Verfahren aber ausschließlich gestörte Bodenproben verwenden, werden ganz wesentliche Eigenschaften eines Bodens, wie seine Festigkeitseigenschaften (Gefügefestigkeit), vollständig ignoriert und können somit durch diese Verfahren eindeutig nicht abgebildet werden. Alle diese Versuche sind daher im günstigsten Fall nur in der Lage, lediglich die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus zu bewerten (vgl. Kapitel 8.2.4), nicht aber die zweite Komponente, die Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung. Eine Zusammenstellung von weiteren Bodeneigenschaften und deren Berücksichtigung (bzw. Nichtberücksichtigung) bei derartigen Indexverfahren findet sich auch am Beispiel des LCPC- Tests in [Plinninger & Restner, 2008].

150 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Herkömmliche Bodenkennwerte zur Abrasivitätsbewertung von Lockergesteinen Hinsichtlich der Wirksamkeit des Verschleißmechanismus stellen Mineralzusammensetzung, Korngröße und Kornrundungsgrad der Komponenten (vgl. [DIN , 2002]) maßgebliche intrinsische Kennwerte dar (vgl. [Heinrich, 1995]; [Drucker, 2011]). Vereinfacht ausgedrückt steigt die Abrasivität eines Bodens (das Potential Abrasivverschleiß zu verursachen) mit steigendem Anteil schleißscharfer Minerale, größeren Korngrößen und eckiger Kornform. Dies gilt dabei sowohl für das System Bodenabbau (Abbauverschleiß) als auch für das System Förderung und Separation (Transportverschleiß), da diese Merkmale bei den hier betrachteten Verfahren beim Lösen der Komponenten aus der Ortsbrust in den allermeisten Fällen nicht nennenswert verändert werden. Zusätzlich hat auch der Wassergehalt einen erheblichen Einfluss auf das Verschleißpotential [Drucker, 2011]. Dieser Einfluss ist aber bei Hydroschildvortrieben mit Ortsbruststützung, bzw. auch bei offenen EPB-Vortrieben und hydraulischer Materialförderung zu vernachlässigen, da in der Regel von einem Überangebot von Wasser und gesättigten Zuständen auszugehen ist. Beim Abbauverschleiß hat vor allem die Festigkeit des Gefügeverbandes (Lagerungsdichte bei grobkörnigen Böden und die Konsistenz bei fein- und gemischtkörnigen Böden, sowie die Scherparameter c und ϕ und der tatsächliche Spannungszustand) einen maßgeblichen Einfluss auf die Größe der Beanspruchung, da sie einen direkten Einfluss auf den Abbauwiderstand hat (vgl. Kapitel 7.3). Beim Transportverschleiß sind diese Parameter wiederum hinfällig, da die ursprünglichen Eigenschaften des Gefügeverbandes beim Lösen des Materials vollständig zerstört werden. Es ist zu vermuten, dass es vor allem diese - bei bisherigen Betrachtungen oft vernachlässigten - Faktoren sind, die dazu führen, dass direkte Abhängigkeiten zwischen der Abrasivität des Bodens und tatsächlichem Werkzeugverschleiß oft nicht erkennbar sind (siehe u.a. [Köhler et al., 2011]). Ein vielversprechender, methodisch auf geotechnisch-mineralogischen Kennwerten aufbauender Ansatz wurde jüngst von Köppl & Thuro [2013] vorgestellt. Analog zur Bestimmung des sog. Rock Abrasivity Index (RAI) [Plinninger, 2002] wird bei diesem Verfahren ein als Soil Abrasivity Index (SAI) bezeichneter Kennwert bestimmt, der neben dem Äquivalenten Quarzgehalt und der Korngröße (als Maß für die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus) auch den Abbauwiderstand (als Maß für die Größe der Beanspruchung) in Form einer theoretisch berechneten Scherfestigkeit des anstehenden Bodens berücksichtigt. Der hierbei verwendete Abbauwiderstand basiert allerdings derzeit noch auf idealisierten Annahmen und der Überlagerungshöhe und kann daher ggf. von den natürlichen Verhältnissen abweichen (z.b. bei einer Überkonsolidierung des Materials). In ähnlicher Art empfehlen [Jakobsen et al., 2013a] eine Verknüpfung des SAT-Wertes mit einem geotechnischen Parameter wie der Lagerungsdichte, um daraus einen ebenfalls als Soil Abrasivity Index bezeichneten Wert zu erhalten, der so alle relevanten Kennwerte eines Baugrundes berücksichtigen soll.

151 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Eigene Erfahrungen mit dem LCPC-Verfahren Um eine Übersicht über die Einflüsse auf das Ergebnis und die Aussagekraft eines LCPC- Versuchs zu bekommen, wurde nach den Vorgaben der französischen Prüfnorm [AFNOR, 1990] ein LCPC-Prüfgerät gebaut und in Betrieb genommen. Um die Vergleichbarkeit der Prüfergebnisse zu den Ergebnissen anderer Prüfinstitute zu gewährleisten, wurden die Metallflügel nicht selbst hergestellt, sondern über eine Zulieferfirma bestellt Verwendete Materialien Für die Reihenuntersuchungen wurden vier verschiedene, in ihren Eigenschaften genau definierte Materialien verwendet (Abbildung 8.6). Es handelt sich dabei um Quarz mit der Handelsbezeichnung Siligran (Firma Euroquarz), Feldspat (Firma Max Schmidt, Feldspatwerk Silbergrube ), Andesit (Schotterwerk Rotkopf/Neustadt am Rennsteig der SST Thüringen) und Marmor (Marmorkies Carrara, handelsüblicher Dekorkies). Abbildung 8.6: verwendete Materialien in der Korngröße 4 bis 6,3 mm Der petrographische Inhalt der vier Testmaterialien wurde an der Ruhr-Universität Bochum mittels röntgendiffraktometrischer Analyse (XRD) bestimmt und der Äquivalente Quarzgehalt (vgl. Kapitel 3.2.4) aus den Ergebnissen berechnet. Die Ergebnisse finden sich in Tabelle 8.7. Tabelle 8.7: Eigenschaften der verwendeten Materialien Siligran Quarz Feldspat Andesit Marmor Anlieferung Äquivalenter Quarzgehalt (aus XRD Analysen) 3/8 mm, 8/16 mm gerundet 3/8 mm gebrochen Blöcke mit Kantenlänge 15 cm 4/8 mm als Rundkies 100% 35,1 % 45,6 % 3 %

152 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 152 Bei den Metallprüfflügeln werden von der Herstellerfirma zwei verschiedene Varianten mit den Abmessungen 50 x 25 x 5 mm angeboten. Beide Flügeltypen bestehen aus einem Stahl der Güte St52, unterscheiden sich aber in ihrer Form. Es handelt sich dabei einmal um Abschnitte eines warmgewalzten Bandstahls, der herstellungsbedingt eine leicht gerundete Kante und eine verzunderte Oberfläche besitzt. Die zweite angebotene Variante ist ein geschliffener Flachstahl mit einer entsprechend scharfen Kante und metallisch blanker Oberfläche. Beide Varianten besitzen mittig eine Bohrung mit Gewinde M14 zur Befestigung an der Welle des Elektromotors (Abbildung 8.7). Abbildung 8.7: Beispiel für verschiedene Metallflügel: links verzundert; Mitte gesandstrahlt; rechts Flügel mit scharfer Kante Um einen eventuellen Einfluss der Stahlgüte (vor allem der Härte) auf das Ergebnis eines LCPC- Tests zu untersuchen, wurden zusätzliche Flügel aus einem gewalzten Bandstahl und einem geschliffenen Flachstahl der Güte St37 in der Feinmechanischen Werkstatt der Ruhr- Universität Bochum hergestellt. Im Gegensatz zu den Prüfflügeln der Güte St52 liegt die angegebene Härte für einen Stahl der Güte St37 (vgl. Tabelle 8.8) innerhalb der Vorgaben der französischen Prüfnorm von 60 bis 75 HRB [AFNOR, 1990]. Tabelle 8.8: theoretische Eigenschaften der verwendeten Stahlsorten Zugfestigkeit (abgeleitet aus Bezeichnung) St37 37 kp/mm² (~ 363 N/mm²) St52 52 kp/mm² (~510 N/mm²) Rockwellhärte B (HRB) (Umrechnung nach [DIN ISO 18265, 2004]) 64 82

153 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Untersuchungen zum Einfluss des Flügeltyps Zunächst wurde der Einfluss der unterschiedlichen Stahlflügel untersucht. Hierzu wurde ausschließlich mit dem Material Siligran in der Korngröße von 4 bis 6,3 mm (aus dem angelieferten Material Sackware 3/8mm ausgesiebt) geprüft. Die Körner zeigten eine angerundete bis gerundete Form. Die angelieferten Flügel wurden entsprechend der Prüfnorm mit Glaskugeln gestahlt und die Oberfläche vom Zunder befreit. Die Ergebnisse aus je drei Prüfungen sind in Abbildung 8.8 dargestellt. In der theoretischen Vorstellung sollte ein Flügel der Güte St52 härter sein als einer der Güte St37. Ein warmgewalzter Stahl mit weicher Kante sollte durch die mechanische Verdichtung härter sein als ein geschliffener Stahl gleicher Güte. Dadurch und durch die günstigere Form (weiche Kante) sollte ein Flügel aus warmgewalztem Stahl im LCPC-Versuch deutlich weniger Materialverlust erfahren als ein Flügel mit scharfer Kante. Abbildung 8.8: Einfluss der unterschiedlichen Stahlflügel auf den A BR -Wert als Ergebnis eines LCPC-Tests, jeweils 3-fach Bestimmung Die Untersuchungen zeigten jedoch, dass die verwendeten Flügel der Güte St52 mit scharfer Kante weniger Verschleiß erfuhren als diejenigen mit weicher Kante. Die Flügel der Güte St37 mit weicher Kante zeigten dagegen so wie erwartet weniger Materialverlust im Vergleich zu den Flügeln gleicher Güte und scharfer Kante. Auch der Vergleich von Flügeln mit weicher Kante der Güte St37 und St52 bestätigte die theoretische Vorstellung (mehr Abtrag an den Flügeln aus St37). Die zu Vergleichszwecken nicht gesandstrahlten Flügel zeigten ein deutlich höheres Ergebnis, was durch den hohen Gewichtsverlust, bedingt durch den Abrieb der verzunderten Oberfläche begründet ist.

154 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 154 Am Institut für Werkstoffe, Lehrstuhl Werkstofftechnik, der Ruhr-Universität Bochum wurde die Härte von vier Testflügeln bestimmt. Es wurden je zwei Flügel der Güte St37 und St52 untersucht. Für beide Stahlsorten wurde je ein Flügel mit weicher Kante (warmgewalzt) und ein Flügel mit scharfer Kante (geschliffen) geprüft. Im Ergebnis lagen alle ermittelten Werte außerhalb des in der Norm für den Prüfflügel angegebenen Härtebereichs von 60 bis maximal 75 HRB [AFNOR, 1990]. Tabelle 8.9 zeigt die Ergebnisse. Tabelle 8.9: Ergebnisse der Härteprüfung nach Vickers (HV30) St37 St52 weiche Kante scharfe Kante weiche Kante scharfe Kante Vickers (HV30) (je 3-fach Bestimmung) Rockwell-B (HRB) (berechnet aus Mittelwert HV30) 203, 205, , 132, , 152, , 215, , ,5 98 Zudem bestätigte das Ergebnis die Vermutung, dass die Flügel der Güte St52 mit scharfer Kante deutlich zu hart waren. Auch zeigten die Ergebnisse höhere Werte für die Flügel der Güte St37 als für diejenigen der Güte St52, jeweils mit weicher Kante. Daraufhin wurden alle 4 Flügel mikroskopisch untersucht. Das Gefüge der untersuchten Stähle besteht aus Perlit (dunkle Bereiche in den folgenden Abbildungen) und Ferrit (helle Bereiche). Es zeigte sich, dass der Flügel der Güte St52 mit einer scharfen Kante einen deutlich höheren Anteil an harten Perlitkörnern aufwies (Abbildung 8.9), als es für einen Stahl dieser Güte üblich ist. Durch einen gesteigerten Perlitanteil (und damit einem höheren Kohlenstoffgehalt) ist die große Härte von 98 HRB zu erklären. Abbildung 8.9: Gefügeaufnahmen Flügeltyp St52, scharfe Kante

155 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 155 Im Vergleich zeigt das Gefüge des Flügels der gleichen Güte mit weicher Kante einen deutlich anderen Aufbau mit weniger Perlit, was den Eindruck vermittelt, es mit unterschiedlichen Stahlsorten zu tun zu haben. Abbildung 8.10: Gefügeaufnahmen Flügeltyp St52, weiche Kante Die beiden Flügel der Güte St37 zeigen hingegen einen sehr ähnlichen Anteil an Perlit im Gefügebild (Abbildung 8.11). Die linearen Strukturen (eingeregelte Anordnung der Perlite) im linken Bild resultieren aus dem Walzvorgang (warmgewalzter Bandstahl). Abbildung 8.11: Gefügeaufnahmen Flügeltyp St37, links weiche Kante, rechts scharfe Kante Warum die Flügel aus St37 mit weicher Kante härter waren als diejenigen der Güte St52 und warum sich trotzdem ein größerer Materialabtrag bei diesen Flügeln im LCPC-Versuch einstellte, konnte abschließend nicht geklärt werden Untersuchungen zum Einfluss des Anteils an harten Mineralen Mit den vier Versuchsmaterialien wurden verschiedene Reihenuntersuchungen durchgeführt. Um den Einfluss des Anteils schleißscharfer Minerale zu bestimmen wurden Mischreihen aus einem der drei Materialien Siligran, Feldspat und Andesit jeweils mit Marmorkies in den Korngröße 4 bis 6,3 mm hergestellt. Das Mischungsverhältnis wurde jeweils in 25 % Schritten

156 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 156 zwischen 0 % und 100 % Marmorkiesanteil variiert. Dabei wurde in der Mischreihe Siligran gerundetes Korn verwendet. In den Mischreihen Feldspat und Andesit wurde dagegen gebrochenes Korn verwendet. Bei jedem Test wurde ein Metallflügel der Güte St52 mit weicher Kante und gestrahlter Oberfläche verwendet. Im Ergebnis zeigten sich bei allen Mischreihen deutliche Steigerungen des A BR -Wertes als Funktion eines geringer werdenden Marmoranteils. Außerdem zeigte sich eine recht gute Reproduzierbarkeit der Werte. Jedes Mischungsverhältnis wurde dreifach getestet. Die Ergebnisse sind in Abbildung 8.12 bis Abbildung 8.14 dargestellt. Lediglich in der Mischreihe Andesit fehlte zum Schluss etwas Probenmaterial, so dass bei 50 % und 75 % jeweils nur einfach getestet werden konnte. Abbildung 8.12: Ergebnisse der Mischreihen aus Siligran und Marmorkies

157 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 157 Abbildung 8.13: Ergebnisse der Mischreihen aus Feldspat und Marmorkies Abbildung 8.14: Ergebnisse der Mischreihen aus Andesit und Marmorkies Bei der Auswertung der Ergebnisse fällt auf, dass der Materialverlust des Prüfflügels nur in der Mischreihe Andesit linear mit dem Anteil an schleißscharfen Mineralen in der Probe einhergeht. Außerdem liegt das Ergebnis der Versuche mit 100 % Feldspat doppelt so hoch wie bei

158 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 158 den Versuchen mit 100 % Andesit, obwohl der Andesit einen Äquivalenten Quarzgehalt von 45,6 % besitzt, der Feldspat hingegen nur 35,1 %. Die genaue Ursache hierfür ist unklar Untersuchungen zum Einfluss der Kantigkeit Eine weitere Eigenschaft, die das Ergebnis eines LCPC Versuchs beeinflussen soll, ist die Kantigkeit des Materials. Die Beurteilung der Kornform und Kornrundung (Kantigkeit oder Eckigkeit) erfolgt nach der Vorlage nach [Pettijohn] in Abbildung Abbildung 8.15: Kornformen und Kornrundung nach [Pettijohn] in [Tucker, 2009] Nach [Thuro et al., 2006] wird die ursprüngliche Korngröße > 6,3 mm in einer zu untersuchenden Probe, durch die erhöhte Scharfkantigkeit des Materials nach der Aufbereitung dieser Fraktion im Brecher, repräsentiert. Um den Einfluss der Kantigkeit der Körner zu untersuchen wurden Mischreihen unterschiedlicher Kantigkeit aus Siligran hergestellt. Es wurden Proben aus 100 % gerundetem Korn und 100 % gebrochenem Korn (stark angular), sowie Proben aus jeweils der Hälfte getestet. Es wurden jeweils drei Versuche durchgeführt, wobei immer ein Flügel der Güte St52 mit weicher Kante und gestrahlter Oberfläche verwendet wurde.

159 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 159 Abbildung 8.16: Ergebnisse der Untersuchungen zur Kantigkeit der Körner im LCPC-Test Es konnte ein deutlicher Einfluss der Kantigkeit der Körner beobachtet werden. Die Erhöhung des A BR -Wertes von 100 % gerundetem zu 100 % scharfkantigem (gebrochenem) Korn lag bei 160 g/t oder rund 12,5 % Untersuchungen zum Einfluss der Korngröße Um auch den Einfluss der Korngröße zu untersuchen, wurden Versuche mit unterschiedlichen Korngrößenbereichen durchgeführt. Hierzu wurde ausschließlich gebrochenes Korn verwendet und jeweils in die Korngrößen 4 bis 6,3 mm und 1,25 bis 4 mm durch Siebung separiert. Die Ergebnisse sind in Abbildung 8.17 dargestellt. Es zeigte sich eine Steigerung des Ergebnisses bei größeren Korngrößen.

160 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 160 Abbildung 8.17: Einfluss der Korngröße auf das Ergebnis eines LCPC-Tests, getestet wurde jeweils nur gebrochenes Material Bewertung der Ergebnisse Es hat sich bestätigt, dass die mineralogische Zusammensetzung der Komponenten einen maßgeblichen Einfluss auf das Prüfergebnis des LCPC-Vesuchs hat, sofern andere abrasivitäts(mit)bestimmende Eigenschaften unverändert bleiben. Diese Feststellung bestätigt die Erkenntnisse anderer Untersuchungen (u.a. [Drucker, 2011]). Es ist zudem festzustellen, dass Kornform und Korngröße einen zwar weitaus geringeren, aber immer noch feststellbaren Einfluss haben (Abbildung 8.16 und Abbildung 8.17), was ebenfalls in Übereinstimmung mit den in [Drucker, 2011] dargestellten Erkenntnissen ist. Die eigenen Versuche bestätigen zusammenfassend, dass der LCPC-Test allenfalls die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus näherungsweise abbilden kann. Zusätzlich können allerdings durch nicht standardisierte Prüfmaschinen und Prüfmaterialien Ungenauigkeiten im Ergebnis entstehen, die eine quantitative Bewertung und den Vergleich von Werten aus unterschiedlichen Prüfanstalten erschweren. So können sich z.b. durch die hohe Sensibilität des Ergebnisses gegenüber der Wägung des Prüfkörpers (±0,05 g entspricht einer Differenz von ± 100 g/t im Ergebnis) bereits kleine Unterschiede nachteilig auf die Aussagekraft dieses Indexwertes auswirken. Zusätzlich besteht weiterhin das bereits bekannte Problem, dass durch die Beschränkung des Prüfkornspektrums auf 4-6,3 mm ggf. relevante Fraktionen des Bodens (Fraktion d < 4 mm) bei der Prüfung nicht berücksichtigt werden. Da Parameter zur Charakterisierung der Mineralogie, Korngröße und Kornform als herkömmliche geotechnische Parameter im Zuge standardisierter Baugrunderkundungen ermittelt werden, stellt sich daher die Frage, ob es nicht sinnvoller ist, die Abrasivitätsbewertung von

161 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 161 vorneherein auf diese herkömmlichen Kennwerte abzustellen, ohne die Anschaffung eines aufwändigen Spezialversuchsgerätes und die damit verbundenen, versuchstechnischen Unwägbarkeiten in Kauf nehmen zu müssen Untersuchung von Probenmaterial der Wehrhahn-Linie Aus den zur Verfügung stehenden Proben des Referenzprojektes Düsseldorf Wehrhahn-Linie wurde aus 10 Proben das Material in der Korngröße 4 bis 6,3 mm durch Siebung abgetrennt und im LCPC-Versuch der A BR Wert bestimmt. Diese Aufbereitung des Probenmaterials stellt eine von mehreren möglichen Varianten nach [Thuro et al., 2006] dar. Bei den Proben handelte es sich um gerundetes bis gut gerundetes Material mit einem Quarzanteil von > 90 % (vgl. Kapitel 3.6.2). Aus den durchgeführten Analysen ergab sich ein Mittelwert von A BR = 870 g/t mit einem Minimalwert von 786 g/t und einem Maximalwert von 924 g/t. Die geringe Streuung der Werte spiegelt die homogenen Eigenschaften des Probenmaterials in Bezug auf die Korngröße, die Kornform (Kantigkeit) und den petrographischen Inhalt wider. Aus weiteren 13 Proben wurde entsprechend der empfohlenen Vorgehensweise in [Thuro et al., 2006] das gesamte Material > 6,3 mm abgetrennt, in einem Backenbrecher auf eine Körnung < 6,3 mm zerkleinert und das Material < 4 mm verworfen. Anschließend wurde entsprechend der ursprünglichen Kornverteilung der Gesamtprobe eine Mischprobe hergestellt, die aus der ursprünglichen (gerundeten) Fraktion 0 bis 6,3 mm und der aufbereiteten, gebrochenen Fraktion 4 bis 6,3 mm bestand. Wenn also in der ursprünglichen Probe 30 Gew.-% Material > 6,3 mm vorhanden waren, wurde in der Mischprobe 30 Gew.-% gebrochenes Material der Korngröße 4 bis 6,3 mm mit 70 Gew.-% des ursprünglichen Probenmaterials in der Korngröße 0 bis 6,3 mm gemischt (vgl. [Thuro et al., 2006]). Die Ergebnisse zeigen eine deutliche Abhängigkeit des A BR -Wertes vom Anteil der gebrochenen Komponenten in der Mischprobe (Abbildung 8.18). Ob diese Erhöhung des Wertes durch die künstlich erzeugte Kantigkeit tatsächlich die ursprünglich gröbere Korngröße repräsentiert (vgl. [Thuro et al., 2006]) kann hier allerdings nicht geklärt werden. Es bleibt aber festzuhalten, dass sich die Ergebnisse derartiger Verschleißtopfversuche offensichtlich ganz signifikant durch die Probenaufbereitung beeinflussen lassen. Wird nur die Fraktion < 6,3 mm verwendet, so liegt der A BR Wert deutlich niedriger, als wenn die Fraktion > 6,3 mm in einem Brecher zerkleinert und in scharfkantiger Form wieder zu der Ausgangsprobe hinzugemischt wird. Durch den Einfluss des Anteils an gebrochenen Komponenten auf den A BR Wert kann so auch bereits bei der Probenahme das Endergebnis (unbewusst) beeinflusst werden (z.b. wenn eine Probe am Fuß einer Abwurfhalde entnommen wird, wo der Anteil an Kiesen und ggf. Steinen durch gravitative Effekte gesteigert ist).

162 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 162 Abbildung 8.18: Einfluss der Kantigkeit des Materials beim Projekt Wehrhahn-Linie 8.6 Beispiele für tatsächliche Verschleißerscheinungen an zwei Projektbeispielen Der Vergleich zweier aktueller Projekte soll zeigen, wie unterschiedlich sich verschiedene Bodeneigenschaften auf den Abbauprozess und den Fördervorgang des gelösten Materials auswirken können. Die Eckdaten der beiden bewerteten Projekte sind in Tabelle 8.10 dargestellt. Tabelle 8.10: Übersicht über die Projektbedingungen Projekt 1 (Düsseldorf Wehrhahn-Linie) Projekt 2 Schneidraddurchmesser ca. 9,5 m ca. 13 m Anzahl Schälmesser Anzahl Disken / Ripper Materialförderung hydraulisch hydraulisch Baugrund Quartäre Flussablagerungen, Kies und Sand Quartäre Flussablagerungen, vorwiegend Kies und Sand

163 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Projektbeispiel 1 Düsseldorf Wehrhahn-Linie Bei den Vortriebsarbeiten im Projekt 1 traten auf dem ersten Bauabschnitt mit ca. 1,3 km Länge wenige bis gar keine Verschleißerscheinungen an der Maschine und den Fördereinrichtungen auf. Die Werkzeugwechsel am Schneidrad beschränkten sich auf zwei im Vorfeld der Baumaßnahme geplante Einstiege an festgelegten Positionen. Unplanmäßige Vortriebsunterbrechungen aufgrund von Verschleißerscheinungen fanden nicht statt. Eine Übersicht über die Baugrundverhältnisse innerhalb der betrachteten Streckenabschnitte findet sich in Tabelle Kurz nach Beginn des zweiten Bauabschnitts mit ca. 1 km Länge zeigten sich gravierende Verschleißerscheinungen an den Transport- und Fördereinrichtungen, die nach dem ersten Bauabschnitt nicht erneuert wurden. Tabelle 8.11: Projekt 1: Kennwerte aus Laboruntersuchungen während der Bauphase (IST- Geologie) Kennwert Projekt 1 Min. Ø Max. n Äquiv. Quarzgehalt Fraktion < 2 mm Anteil (Gew.-%) von Gangquarz, Sandstein und Grauwacke, Fraktion > 2 mm Anteil (Gew.-%) Komponenten > 2 mm A BR -Wert [g/t] aus LCPC- Test Kornrauigkeit (Fraktion > 2 mm) gerundet bis angerundet 10 Lagerungsdichte aus SPT- Test 1) meist mitteldicht bis dicht 69 1) Werte aus dem Baugrundgutachten Besonders betroffen waren dabei die Förderleitungen, durch die das abgebaute Material hydraulisch von der Maschine zur Separationsanlage geführt wurde. Bereits im Bereich der Maschine musste das Übergangsstück von der Abbaukammer zur Förderleitung mehrfach repariert werden. Mehrere Leckagen in der Förderleitung führten immer wieder zu Vortriebsunterbrechungen und teilweise mehrtägigen Stillständen. Zusätzlich wurde ein hoher Verschleiß an

164 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 164 den Düsen der Hydrozyklone dokumentiert, die in der Separationsanlage die Sandfraktion aus dem Suspensionskreislauf abtrennten. Ein nennenswerter Verschleiß an den Abbauwerkzeugen wurde bis zum Ende des Vortriebs nicht festgestellt. Auf dem 2. Bauabschnitt fanden zwar ebenfalls drei vorsorgliche bzw. turnusmäßige Werkzeugwechsel statt, der Verschleiß an den ausgebauten Werkzeugen war jedoch trotz des extrem hohen Quarzgehaltes im Baugrund (und des dadurch hohen A BR -Wertes) gering Projektbeispiel 2 Im Zuge der Vortriebsarbeiten für das Projekt 2 wurde eine Reihe unterschiedlicher Verschleißerscheinungen an den Abbauwerkzeugen dokumentiert. Insgesamt fanden auf den hier betrachteten ca. 500 m Vortrieb 8 ungeplante Vortriebsunterbrechungen mit Werkzeugwechseln statt (trotz eines vergleichsweise geringen A BR -Wertes). Besonderes Merkmal dieser Vortriebsabschnitte war eine sehr hohe Lagerungsdichte, die bei den Einstiegen dokumentiert wurde. Eine Übersicht über die Baugrundverhältnisse innerhalb der betrachteten Streckenabschnitte findet sich in Tabelle Tabelle 8.12: Projekt 2: Kennwerte aus dem Baugrundgutachten (SOLL-Geologie) und zusätzlichen Laboruntersuchungen während der Bauphase (IST-Geologie) für die Gesteine innerhalb des betrachteten Streckenabschnitts Kennwert Projekt 2 Min. Ø Max. n Äquiv. Quarzgehalt Fraktion < 2 mm Karbonatanteil (Gew.-%) Fraktion > 2 mm Anteil (Gew.-%) Komponenten > 2 mm A BR -Wert [g/t] aus LCPC- Test Kornrauigkeit (Fraktion > 2 mm) gerundet bis kantengerundet n.a. Lagerungsdichte aus SPT- Test mitteldicht bis sehr dicht 46

165 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Erkenntnisse aus den Projektbeispielen Bei der Gegenüberstellung der Verschleißerscheinungen und der Baugrundeigenschaften wird deutlich, dass in Bezug auf den Abbauverschleiß tatsächlich nicht der Quarzgehalt oder die Kornform alleine die relevanten Faktoren für die Verschleißerscheinungen darstellen, sondern diese stets in Kombination mit dem Abbauwiderstand als Kennwert für die technischphysikalische Beanspruchung bewertet werden müssen. Der Unterschied im Abbauwiderstand lässt sich anhand der aufbereiteten Maschinendaten der beiden Projekte verdeutlichen. In Abbildung 8.19 sind die vom Stützdruck und anderen Einflüssen bereinigten Schneidradanpresskräfte auf einen Quadratmeter Ortsbrustfläche normiert und dargestellt (= spezifische Kontaktkraft Schneidrad SCF). Während beim Projektbeispiel 1 (Abbildung 8.19, links) ein relativ gleichmäßiger Wert von SCF ~ 10 kn/m² gefahren wurde, zeigt sich beim Projektbeispiel 2 (Abbildung 8.19, rechts) für den betrachteten Bereich zwischen Tunnelmeter 4800 und 5300 ein Mittelwert von SCF > 30 kn/m². Der Betrag ist dabei unabhängig von der Steuerung der Maschine durch den Schildfahrer, sondern resultiert ausschließlich aus dem Abbauwiderstand des Baugrundes sowie dem Zustand der Abbauwerkzeuge bzw. des Schneidrades (vgl. [Düllmann et al., 2013a], [Hollmann et al., 2013]). Abbildung 8.19: Spezifische Kontaktkraft Schneidrad (SCF) für Projektbeispiel 1 (links) und Projektbeispiel 2 (rechts) (ergänzt / verändert aus [Hollmann et al., 2013]); rote Punkte markieren Werkzeugwechsel; die auffälligen Peaks in der linken Grafik stellen Durchfahrten von Betonschlitzwänden dar Anders verhält es sich bei der Betrachtung des Transportverschleißes an den Transport- und Fördereinrichtungen. Hier wird deutlich, dass primär der Quarzgehalt und die Kornform für die Höhe des zu erwartenden Verschleißes verantwortlich zu sein scheinen. Beim Verschleiß in den Transportleitungen sollte ebenfalls die Korngrößenverteilung des gesamten Materials berücksichtigt werden. Für die Separierung sollte jede Korngrößenfraktion individuell bewertet werden (z.b. Sandfraktion für das System Hydrozyklone).

166 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Ausblick: Integriertes Bewertungsmodell und Verschleißpotential-Index VPI Als Alternative zur Abrasivitätsbewertung durch einen berechneten Kennwert werden nachstehen zwei graphische Bewertungsdiagramme vorgestellt (Abbildung 8.20 und Abbildung 8.21, sowie Anhang C.2 und C.3). Aus der Bewertung der Wirksamkeit des Verschleißmechanismus (ausgedrückt z.b. durch intrinsische Bodenkennwerte oder aber auch ggf. durch Indexwerte wie A BR oder SAT) und der Größe der Beanspruchung (z.b. Lagerungsdichte im System Abbauverschleiß oder Strömungsgeschwindigkeiten im System Transportverschleiß), lässt sich aus einem der definierten Felder das zugehörige Verschleißpotential des Systems ableiten und als Verschleißpotential-Index (VPI) angeben. Allerdings gilt auch hier, dass es nicht ein allgemeingültiges Diagramm für sämtliche Systeme geben kann, sondern dass zumindest zwischen Abbau- und Transportverschleiß unterschieden werden muss. Die Benennung wird als VPI-A für das Abbau-Verschleißpotential und als VPI-T für das Transport-Verschleißpotential eingeführt. Da die bisher zur Verfügung stehende Datenbasis gering ist, basieren die Grenzen der einzelnen Bereiche auf wenigen Erfahrungswerten und werden in der Zukunft durch eine intensive Dokumentation von Verschleißerscheinungen und tatsächlichen Baugrundverhältnissen auf möglichst vielen Projekten vor Ort überprüft und angepasst werden müssen. Es wird aber erwartet, dass derartige (validierte) Bewertungsdiagramme unter Verwendung der klassischen geotechnisch-mineralogischen Baugrundkennwerte in der Zukunft ein wichtiges und sinnvolles Hilfsmittel zur Planung und Kalkulation von Tunnelprojekten darstellen.

167 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 167 Abbildung 8.20: Konzeptuelle Darstellung eines verbesserten Bewertungsdiagramms für das Verschleißpotential eines Bodens für Abbauverschleiß VPI-A; Legende: 1 - Projektbeispiel 1, 2 - Projektbeispiel 2 Abbildung 8.21: Konzeptuelle Darstellung eines verbesserten Bewertungsdiagramms für das Verschleißpotential eines Bodens für Transportverschleiß VPI-T; Legende: 1 - Projektbeispiel 1, 2 - Projektbeispiel 2

168 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen Zusammenfassung des Kapitels Es wurde gezeigt, dass heute übliche Indexverfahren wie z.b. der LCPC-Test, der SAT-Test oder das Wiener Abrasimeter allenfalls die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus als einen Teil der relevanten Systemeigenschaften näherungsweise abbilden können. Zusätzlich werden die Ergebnisse solcher Indextests durch versuchstechnische Einflüsse, z.b. die Verwendung von gestörten und in seiner Korngröße und Kornform veränderten Bodenmaterials, Flügelgeometrie, Flügelmaterial und Einflüsse des Bedieners beeinträchtigt. Als Konsequenz zeigen die Ergebnisse dann zwar bestenfalls eine hohe Reproduzierbarkeit (hohe Beständigkeit), diese stehen jedoch mit den tatsächlichen Bedingungen im anstehenden (ungestörten) Boden nicht im Zusammenhang (geringe Aussagekraft). Es erscheint daher durchaus sinnvoll, stattdessen auf herkömmliche, in der Regel gut normierte und weitgehend reproduzierbare geotechnisch-mineralogische Kennwerte eines Bodens zurückzugreifen. Hier sind als relevante Kennwerte vor allem der Äquivalente Quarzgehalt, die Kornform und die Korngröße zu nennen. Für eine aussagekräftige Abrasivitätsbewertung eines Bodens darf dennoch nicht die Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung unberücksichtigt bleiben. Dafür ist die Bewertung des Abbauwiderstandes als Funktion tatsächlicher Zustandsgrößen wie z.b. der Lagerungsdichte oder generell der Gefügefestigkeit sinnvoll. Derartige Angaben finden sich in den meisten Baugrundgutachten (Messergebnisse aus Standard Penetration Tests (SPT) oder Rammsondierungen, v.a. DPH) bzw. lassen sich ggf. auch nachträglich anhand von aufbereiteten Maschinendaten grob qualitativ einschätzen (vgl. [Düllmann et al., 2013a], [Hollmann et al., 2013]). Für die Beurteilung des Potentials eines Lockergesteins Transportverschleiß zu verursachen, erscheinen die angeführten geotechnisch-mineralogische Kennwerte ebenfalls als grundsätzlich geeignet. Allerdings ist zu berücksichtigen, dass die Größe der Beanspruchung hier ihren Ursprung nicht in den Baugrundeigenschaften, sondern viel mehr in den technischen Bedingungen der Förderung (z.b. Strömungsgeschwindigkeiten) hat. Folgende generelle Aussagen lassen sich nach den beschriebenen Erfahrungen für maschinelle Vortriebe mit oder ohne Ortsbruststützung in Lockergesteinen geben: Abgesehen von Gewaltschäden z.b. durch hohe Schlagbeanspruchungen, ist beim maschinellen Tunnelbau im Lockergestein stets Abrasion der relevante Verschleißmechanismus. Das Verschleißpotential muss für jedes System individuell anhand der Wirksamkeit des Verschleißmechanismus zusammen mit der Größe der technischphysikalischen Beanspruchung bewertet werden. Indexwerte wie der A BR -Wert oder der SAT TM -Wert haben per se für die Bewertung eines Abbauverschleißpotentials keine Relevanz, da durch die Verwendung gestörter Bodenproben allenfalls die Wirksamkeit des Verschleißmechanismus, nicht aber die technisch-physikalischen Beanspruchung des Systems abgebildet werden kann. Es ist abermals vor allem die Festigkeit des Gefügeverbandes (Lagerungsdichte bei grobkörnigen Böden und die Konsistenz bei fein- und gemischtkörnigen

169 8 Verschleißpotential von Lockergesteinen 169 Böden, sowie die Scherparameter c und ϕ und der tatsächliche Spannungszustand), die einen maßgeblichen Einfluss, in diesem Fall auf die Größe der technisch-physikalischen Beanspruchung hat. Der anhand herkömmlicher geotechnisch-mineralogischer Parametern berechnete sog. SAI-Wert [Köppl & Thuro, 2013] stellt einen vielversprechenden Ansatz dar. Eine Verbesserung der Aussagekraft ist allerdings zu erwarten, wenn anstatt einer theoretischen Scherfestigkeit reale Kennwerte und Zustandsgrößen benutzt werden. Als Alternative zur Abrasivitätsbewertung durch einen solchen berechneten Kennwert können auch graphische Bewertungsdiagramme verwendet werden, wie sie in diesem Kapitel hergeleitet wurden (Abbildung 8.14). Die verbale Klassifikation eines Verschleißpotentials als Indexwert erscheint zielführend, muss aber bereits bei der Benennung konsequent auf das System hinweisen, für das dieser Indexwert gilt. Für zukünftige Anwendungen wurde daher die Bezeichnung VPI-A für das Abbauverschleißpotential und VPI-T für das Transportverschleißpotential definiert.

170 9 Zusammenfassung der Arbeit und Ausblick Zusammenfassung der Arbeit und Ausblick 9.1 Zusammenfassung der Arbeit Im Rahmen der vorliegenden Dissertation wurden automatisch aufgezeichnete Betriebsdaten von Tunnelvortriebsmaschinen (TVM) analysiert und auf mögliche Interaktionen von Baugrundbedingungen und Maschinenverhalten hin untersucht. Sowohl bei der Planung zukünftiger Projekte in maschineller Bauweise aber auch bei der nachträglichen bzw. vortriebsbegleitenden Analyse des Vortriebsgeschehens ist eine gesicherte Kenntnis derartiger Zusammenhänge die Grundvoraussetzung für sämtliche Einschätzungen und Aussagen die getroffen werden können. Aufgrund der häufig stark wechselhaften Bedingungen bei TVM Vortrieben im Lockergestein und einer Vielzahl an individuellen, projektspezifischen Einflüssen, sind solche generellen Abhängigkeiten bis heute jedoch vielfach nur im Ansatz bekannt und bisweilen auch stark von dem Betrachter und den jeweiligen Interessen abhängig. Hinzu kommt, dass Erkenntnisse aus früheren Projekten naturgemäß meist firmenintern behandelt werden und nicht allgemein zugänglich sind. Ziel der vorliegenden Arbeit ist es daher, maßgebende Einflussgrößen auf das Verhalten von Tunnelvortriebsmaschinen quantifizieren und dadurch verlässliche Empfehlungen für die Prognose und Kalkulation zukünftiger Projekte, aber auch für die nachträgliche bzw. vortriebsbegleitende Analyse von Maschinendaten geben zu können. Eine Zerlegung der Betriebs(roh- )daten in Teilkomponenten hat sich dabei in jedem Fall als zwingend erforderlich herausgestellt, da erst durch die separate Betrachtung von technischen, betrieblichen und geologischen Einflussfaktoren die Voraussetzung geschaffen wird, den jeweiligen Anteil an den Betriebsdaten zu erfassen und damit den jeweilige Stellenwert zu bemessen. Zu Beginn der Arbeit wurden die Grundlagen des maschinellen Tunnelbaus im Hydroschildverfahren betrachtet und der optimale Einsatzbereich dieser Vortriebstechnik aufgezeigt. Durch die Anwendung allgemein anerkannter Berechnungsansätze konnte gezeigt werden, dass innerhalb des optimalen Einsatzbereichs kaum relevante Änderungen der Betriebsdaten aufgrund von Variationen der Baugrundeigenschaften zu erwarten sind. Diese Erkenntnis ließ sich durch eine kontinuierliche und aufwändige Dokumentation der tatsächlichen Baugrundbedingungen bei einem Hydroschildvortrieb in Düsseldorf bestätigen. Trotzdem konnte eine Zusammenstellung relevanter Baugrundkennwerten für die vier Verfahrensbereiche Ortsbruststützung, Bodenabbau, Materialförderung und Ausbau erarbeitet werden, die in der Erkundungsphase zukünftiger Projekte entsprechend berücksichtigt werden sollten. Durch den offensichtlich sehr geringen Stellenwert der tatsächlichen Baugrundeigenschaften und -variationen bei diesem Projekt ergab sich nachfolgend aber somit die Möglichkeit, andere Einflüsse auf das Maschinenverhalten zu erkennen und zu differenzieren. An den zur Verfügung stehenden Maschinendaten konnte aufgezeigt werden, dass Anteile von mehr als 75 % an den Rohdaten ausschließlich aus maschinentechnischen Einflüssen wie Reibungseffekten und vor allem aus der resultierenden Kraft der Ortsbruststützung entstehen können. Auch der Einfluss der aktiven Steuerung durch den Schildfahrer konnte hergeleitet und in den anschließenden Analysen berücksichtigt werden. Des Weiteren wurde die Auflösegenauigkeit der ver-

171 9 Zusammenfassung der Arbeit und Ausblick 171 wendeten Sensoren und mögliche Fehler in der hoch komplexen Messtechnik betrachtet und bewertet. Aufgrund dieser Erkenntnisse konnten Abbau-unabhängige Teilkomponenten bestimmt, und infolgedessen aus den Betriebsdaten Abbau-spezifische Teilkomponenten isoliert werden, die offensichtlich nur durch Baugrundbedingungen und den Schneidradzustand beeinflusst werden. Es sind die Kontaktkraft Schneidrad, die spezifische Penetration und das spezifische Drehmoment. Diese als Abbau-spezifische Parameter bezeichneten Daten zeigten sich hochsignifikant für die Bewertung vor allem von Festigkeitseigenschaften eines Bodens, sowie von eventuell auftretenden Verklebungs- und Verschleißerscheinungen im Bereich des Schneidrades. Bei der Auswertung weiterer Vortriebe konnten diese Zusammenhänge bestätigt werden und durch die Berücksichtigung der Schneidradfläche sogar eine Basis für den Vergleich unterschiedlicher Projekte geschaffen werden, wobei aber schlussendlich immer noch wesentliche, projektspezifische Eigenschaften, wie z.b. der Öffnungsgrad des Schneidrades oder die Anordnung der Werkzeuge, unberücksichtigt bleiben. Durch die Verwendung des Torque-Index (TI) und des Force-Index (FI) sowie des neu entwickelten TIFI-Bewertungsdiagramms wurde hier trotzdem die Grundlage für Prognosen von auftretenden Drehmomenten und Pressenkräften als Funktion von Baugrundbedingungen, Maschinengröße und Steuervorgaben geschaffen. Die Bewertung von Baugrundeigenschaften (Festigkeitseigenschaften, Verschleiß- und Verklebungspotential) in Kombination mit maschinentechnischen und betrieblichen Vorgaben erlaubt es zukünftig, fundierte Aussagen im Vorfeld der Bauausführung zu treffen, aber auch vorhandene Maschinendaten objektiv zu interpretieren. Da insbesondere das Verschleißpotential eines Bodens den Abbauwiderstand und damit die Abbau-spezifischen Parameter beeinflussen kann, wurden zusätzliche Untersuchungen zur Abrasivität von Böden durchgeführt. Die Angabe einer Abrasivität ist bis heute nicht vereinheitlicht oder normiert, was im Ergebnis eine Vielzahl unterschiedlicher Bewertungsverfahren und Indextests innerhalb der vergangenen Jahre hervorgebracht hat. Stellvertretend konnten am Beispiel des LCPC-Tests diverse, negative Einflüsse aufgezeigt werden, die aus Bedienfehlern, nicht genormte Prüfmaterialien und prototypenartige Versuchsaufbauten resultieren. Nach dieser grundsätzlichen Bewertung der Aussagekraft solcher Indexverfahren auf Basis allgemein anerkannter tribologischer Zusammenhänge konnten zwei neue Bewertungsdiagramme entwickelt werden, die es zukünftig erlauben, ein Verschleißpotential unter Verwendung gut genormter, herkömmlicher Bodenkennwerte und unter Berücksichtigung aller relevanten Systemeigenschaften, als Verschleißpotential-Index VPI anzugeben. Die genaue Bezeichnung des jeweiligen Systems ist dabei Grundvoraussetzung für die Bewertung eines Verschleißpotentials, da ein und derselbe Boden gleichzeitig ein hohes Verschleißpotential in Bezug auf den Abbau von anstehendem Material (VPI-A), aber ein geringes Verschleißpotential in Bezug auf den Transport des Materials (VPI-T) haben kann.

172 9 Zusammenfassung der Arbeit und Ausblick 172 Abbildung 9.1: Fließdiagramm der Zusammenhänge und Einflüsse auf Betriebsdaten Insgesamt bleibt aber trotz aller Erkenntnisse in Bezug auf Interpretation von Maschinendaten, Prognosen von Leistung und Bewertung von Verschleißpotentialen eine Unschärfe, die nur durch eine intensive und kontinuierliche vortriebsbegleitende Dokumentation der tatsächlichen Bedingungen vor Ort weiter minimiert werden kann. Eine exakte Berechnung von Werten, egal für welchen Parameter im maschinellen Tunnelbau, wird aber auch zukünftig nicht möglich sein, da alleine aufgrund der Anzahl der Einflüsse und nicht zuletzt durch die starke Inhomogenität des Mediums Baugrund als natürlicher, über Jahrmillionen gewachsener geologischer Körper, immer eine Variation der Eingangswerte vorhanden sein wird. 9.2 Ausblick und Empfehlungen Die vorliegende Arbeit ist aus der Motivation heraus entstanden, Optimierungsmöglichkeiten für die Prognose von Vortriebsprozessen zu erarbeiten und um Hinweise und Empfehlungen zu Umfang und Art der Baugrunderkundung zukünftiger Projekte zu liefern. Eine mögliche Unterstützung der Baupraxis und der Anwender vor Ort, durch Erkenntnisse aus der wissenschaftlichen Arbeit, stand dabei immer im Fokus. Dieses letzte Teilkapitel der Arbeit soll daher ganz bewusst, mit Hilfe der beiden Fließdiagramme in Abbildung 9.2 und Abbildung 9.3, als Leitfaden für den Anwender in der Baupraxis verstanden und genutzt werden können. Zusätzlich zu Empfehlungen zur praktischen Anwendung stellt die vorliegende Arbeit aber auch einige theoretische Ansätze wie das TIFI-Bewertungsdiagramm vor, die in Zukunft durch intensive Forschungsarbeit verifiziert und weiterentwickelt werden können.